EnPROGRES Energetische Bewertung und Optimierung von großen Produktions-, Gewerbe- und Sportgebäuden in Metallleichtbauweise

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1 Abschlussbericht gemäß Anlage 2 zu Nr. 3.2 BNBest-BMBF 98 zum Forschungsvorhaben EnPROGRES Energetische Bewertung und Optimierung von großen Produktions-, Gewerbe- und Sportgebäuden in Metallleichtbauweise Abschlussbericht Förderkennzeichen: G Zuwendungsempfänger: Institut für Stahlbau, RWTH Aachen Partner: Solar-Institut Jülich der Fachhochschule Aachen Fraunhofer Institut für Lasertechnik ILT, Aachen Laufzeit des Vorhabens: Gefördert vom Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages. Die Verantwortung für den Inhalt dieser Veröffentlichung liegt beim Autor. Aachen, Dezember 2012

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3 Inhaltsverzeichnis I. Kurze Darstellung... I I.1 Aufgabenstellung... I I.2 Voraussetzungen... II I.3 Planung und Ablauf... II I.4 Stand der Technik und der Wissenschaft... II I.5 Zusammenarbeit mit anderen Stellen... III II. Eingehende Darstellung... IV II.1 Ergebnisbericht... IV II.2 Notwendigkeit und Angemessenheit der geleisteten Arbeit... IV II.3 Nutzen und Verwertbarkeit der Ergebnisse... V II.4 Fortschritt auf dem Gebiet des Vorhabens bei anderen Stellen... V Anhang A: Ergebnisbericht

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5 I Kurze Darstellung I.1 Aufgabenstellung Große Produktions-, Gewerbe- und Sportgebäude tragen einen erheblichen Teil zum Energieverbrauch des Gebäudebestandes bei. Vor dem Hintergrund der Bedeutung dieser Bauwerke liegen hier große Potentiale zur Verbesserung der Nachhaltigkeit der gebauten Umwelt. Darüber hinaus belasten die Energiekosten für diese Objekte die Haushalte nicht nur für Unternehmen, sondern auch die Haushalte der öffentlichen Hand in zunehmendem Maße. Der Gebäudetypus Halle in Metallleichtbauweise umfasst alle Hallenbauwerke, deren tragende Struktur weitgehend aus Stahl und deren Gebäudehüllen mit Sandwich-, Kassetten- oder Trapezprofilen aus Stahlfeinblech ausgebildet sind, wobei aber auch andere Metalle (Kupfer, Aluminium) zum Einsatz kommen können. Es wird die gesamte Größen-, Spannweiten- und Nutzungspalette des Hallenbaus abgedeckt, wobei als Untergrenze 1000 m² Nutzfläche angesehen wird. Dieser Gebäudetypus ist im Hinblick auf das Forschungsthema insofern besonders interessant, als dass Fragen der gesamtheitlichen energetischen Beurteilung und der daraus folgenden Optimierung sich bisher fast ausschließlich auf Gebäude in Massiv- und (mit Einschränkungen) auf Holzbauweise erstreckten; hinsichtlich der Nutzung waren Wohn- und Verwaltungsgebäude im Fokus. Der hier angesprochene (Stahl-)Hallenbau mit einer Hülle aus Stahlblech ist dabei bis jetzt weitgehend unbeachtet geblieben. Innerhalb dieses Projektes ist dieser Gebäudetypus analysiert worden; es wurden Lösungsvorschläge zur Reduzierung des Energieverbrauchs erarbeitet und an einem Demonstrationsgebäude qualifiziert. I.2 Voraussetzungen Der Schwerpunkt der bisherigen Bemühungen zur Energieeinsparung im Hochbau liegt beim Wohnungsbau und in letzter Zeit (insbesondere mit der Einführung der DIN V 18599) auch bei Verwaltungsgebäuden. Große Gebäude für Gewerbe, Produktion und Sport stellen jedoch einen nennenswerten Anteil des Baubestandes und auch an der aktuellen Bautätigkeit dar. Im Bauwerkszuordnungskatalog (DIN 3807) sind diese Gebäude unter den Rubriken 5000 und 7000 eingruppiert. Die aktuelle DIN V legt Nutzungsprofile fest, die hier betrachteten Objekte fallen unter die Nutzungsprofile Verkaufsstätten, Lager, Werkstatt, Messe, Sporthalle. Die technischen Lösungen, um hier den Energieverbrauch zu minimieren, unterscheiden sich deutlich von den Lösungen, die im Wohn- und Verwaltungsbau eingesetzt werden können.

6 Folgende Merkmale dieser Objekte sind zu beachten: Große, häufig fensterlose Fassadenflächen, Große Dachflächen (Flachdach oder Shed-Konstruktionen), Große Bandbreite der angestrebten Innentemperaturen, Große Bandbreite hinsichtlich der inneren Wärmelasten, Kleines A/V-Verhältnis. Am Lehrstuhl für Stahlbau und Leichtmetallbau der RWTH Aachen sind in den letzten Jahren zahlreiche Untersuchungen zu wärmetechnischen Merkmalen von Stahlleichtbaukonstruktionen, wie sie häufig bei Hallenbauten anzutreffen sind, durchgeführt worden. Dabei zeigte sich, dass je nach Konstruktion Wärmebrücken sowohl im Regelbereich sowie auch im Bereich von Bauteilanschlüssen die Wärmeverluste des Gebäudes erheblich erhöhen. Für Kassettenkonstruktionen liegt z.b. der exakte, mittels FEM-Berechnungen ermittelte U-Wert etwa doppelt so hoch wie der U-Wert ohne Berücksichtigung von Wärmebrücken. Viele Hallen sind auf Grundlage der einfachen U-Wert-Berechnungen ausgeführt worden und liegen damit weit unterhalb der heutigen Anforderungen, so dass hier erheblicher Sanierungsbedarf besteht. I.3 Planung und Ablauf Das Projekt startete im Oktober 2007 und war ursprünglich mit einer Laufzeit von 3 Jahren beantragt worden. Der ursprünglich für den vorgesehene Meilenstein wurde auf den verschoben. Das Projekt wurde kostenneutral bis zum verlängert. Die Suche nach einem geeigneten Demonstrationsobjekt hat sich als schwieriger herausgestellt als bei der Antragstellung erwartet. Gleichzeitig wurde die Wiederinbetriebnahme des Gebäudes aufgrund von Verzögerungen in der Planungs- und Bauphase bei der Sanierung des Demonstrationsobjektes sowie der Umsetzung des TGA- Konzepts mehrfach verschoben, demzufolge konnte mit dem Monitoring auch erst im zweiten Quartal 2011 begonnen werden, weshalb die Verlängerung notwendig wurde. Das Projekt wurde unter Federführung des Lehrstuhls für Stahlbau (RWTH Aachen) durchgeführt, das Solar-Institut Jülich als Partner für dieses Vorhaben war Unterauftragnehmer. Darüber hinaus wurden für spezielle Untersuchungen weitere Unterauftragnehmer einbezogen, diese sind unter Kap. I.5. aufgeführt. Es wurden mindestens 4 Projektstatustreffen pro Jahr durchgeführt, zu denen die Partner sich über Fortschritte, offene Fragen und das weitere Vorgehen informiert bzw. abgestimmt haben. I.4 Stand der Technik und der Wissenschaft Auf den wissenschaftlichen und technischen Stand, an den im vorliegenden Forschungsprojekt angeknüpft wurde, wird ausführlich im Ergebnisbericht (Anhang A) in Kapitel 1 eingegangen. II

7 I.5 Zusammenarbeit mit anderen Stellen Das Projekt wurde unter Federführung des Lehrstuhls für Stahlbau (RWTH Aachen) durchgeführt, das Solar-Institut Jülich als Partner für dieses Vorhaben war Unterauftragnehmer. Das Fraunhofer-Institut für Lasertechnik (ILT) fungierte als Unterauftragnehmer und war für die Entwicklung und Prototypfertigung von Vakuumelementen in Zusammenarbeit mit der Fa. Porextherm verantwortlich. Durch die Einbindung des Industrieverbands für Bausysteme im Metallleichtbau (IFBS) wurden die wesentlichen am Bau beteiligten Gruppen sowohl während des Projektes als auch für die Umsetzung der Ergebnisse beteiligt. Zu nennen sind hier: - Hersteller, - Montagefirmen, - Planer, - Sachverständige. Projektbeteiligte bei der Sanierung der Dreifeldsporthalle Dormagen Die nachfolgende Tabelle I-1 gibt eine Übersicht über die an der Sanierung der Dreifeldsporthalle Dormagen beteiligten Projektpartner. Tabelle I-1: Projektbeteiligte bei der Sanierung der Dreifeldsporthalle Dormagen Projektbeteiligte Stadt Dormagen, Eigenbetrieb Dormagen RWTH Aachen, Lehrstuhl für Stahlbau und Leichtmetallbau Solar-Institut Jülich (SIJ), Fachhochschule Aachen Spoha Planungsbüro Hürth GmbH Ingenieurbüro Kohlhaas Ingenieurbüro Herwartz Ingenieurbüro für technische Gebäudeausrüstung G. Hornen, H. Schmitt & H. Schnell Stadtwerke Dormagen Georg Rodehüser GmbH Ingenieurbüro W. Heidrich IKH Ingenieurgesellschaft mbh TEWA GmbH Funktion Bauherr Wissenschaftliche Projektbegleitung Wissenschaftliche Projektbegleitung Projektleitung, Planung Projektbetreuung und Koordination, Tragwerksplanung Planung Technische Gebäudeausrüstung Planung Technische Gebäudeausrüstung Energieversorgung Gebäudeleittechnik (Gebäudeautomation) DIN V Berechnung Planung Elektrotechnik Ausführung Lüftungstechnik III

8 II II.1 Eingehende Darstellung Ergebnisbericht Die erzielten Ergebnisse des Vorhabens werden ausführlich im Ergebnisbericht (Anhang A) dargestellt. Dieser Ergebnisbericht enthält die zur Veröffentlichung vorgesehenen Ergebnisse. Die ursprüngliche Aufgabenstellung bezog sich auf Hallen in Stahlleichtbauweise, und zwar für den Bestand als auch die Sanierung. Bei der Analyse des Gebäudebestandes ist dieses auch eindeutig gegeben. Bei der als Demonstrationsvorhaben ausgewählten Halle handelt es sich um eine Halle mit Stahltragwerk und Dachkonstruktion in Metallleichtbauweise, die Bestandsfassade besteht aber aus Porenbetonplatten. Für dieses Objekt wurde eine Sanierungslösung entwickelt, die im Wesentlichen auf Stahlleichtbauprodukten basiert. Der Schwerpunkt des Forschungsprojekts hat sich teilweise verlagert, da das Monitoring der Halle in Dormagen sowie der Stahlbauhalle in Aachen intensiver ausgefallen ist als geplant. II.2 Notwendigkeit und Angemessenheit der geleisteten Arbeit Dieses Projekt behandelt eine hinsichtlich der Baukonstruktion (Stahlbau, Stahlleichtbau) und der Objekte wichtige und bislang bezüglich Energieeffizienz eher wenig beachtete Kategorie von Bauwerken. In der ersten Projektphase wurde eine große Anzahl von Gebäuden besichtigt und in unterschiedlicher Bearbeitungstiefe untersucht. Diese Untersuchungen zeigten zahlreiche Schwachstellen bei den Gebäuden auf, die dazu geführt haben, den Kenntnisstand hinsichtlich der energetischen Eigenschaften bei diesem Gebäudetyp deutlich zu verbessern. Es zeigten sich jedoch auch gravierende Hemmnisse bei der Konkretisierung, die dazu führten, dass eine (energetische) Sanierung (auch im Rahmen eines geförderten Projektes) nicht zu bewerkstelligen war. Als Gründe hierfür sind zu nennen: Unterschiedliche Interessen von Nutzern und Eigentümern, kurzfristige Renditeziele der Besitzer/Investoren, geringe Restlebensdauer der Objekte, unbedingte Vermeidung von Betriebsstörungen etc. Trotz der offensichtlichen Sinnhaftigkeit eines derartigen Projektes wurde also viel Zeit darauf verwendet, ein Objekt zu finden, bei dem der Bauherr selbst eine energetische Sanierung anstrebte. In dieser Phase der allgemeinen Analyse und der Identifikation eines geeigneten Objektes ergab sich der Kontakt zur Stadt Dormagen, die mit der geplanten Sanierung ihrer großen Sporthalle ein Objekt vorweisen konnte, dass wesentliche Aspekte der intendierten Aufgabenstellung beinhaltete (Hallenbauwerk als Stahlkonstruktion, Sanierung mit Stahlleichtbauprodukten). Von der Forschergruppe konnte eine Sanierungslösung mit Stahlsandwichelementen vorgeschlagen werden, die die Sanierung erst ermöglichte, ohne zuvor aufwändige Ertüchtigungsarbeiten der Betonfertigteile im Bestand vorzunehmen. Die Sanierung wurde über Jahre hinweg von der Forschergruppe begleitet, beginnend mit Variantenstudien zur Sanierung (EnEV und numerische Simulationen) und Detailuntersuchungen zu Wärmebrücken und Oberlichtern. In der Bauphase wurden Baustellentermine wahrgenommen, nach Abschluss der Arbeiten erfolgen messtechnische Untersuchungen zur erreichten Qualität (Blower Door Test, Infrarotkamera). Insbesondere im Bereich des Monitorings wurden die Arbeiten sehr ausgeweitet, da die zahlreiche Fehler identifiziert wurden und die Kooperation mit den betroffenen Firmen nicht IV

9 optimal war. Die ursprünglich vorgesehen Leistungen von Partnern im Rahmen des Forschungsprojektes wurden nicht vollständig abgerufen, da die Probleme nicht aus mangelnder Kenntnis resultierten, sondern eher in den Bereich Umsetzung und Kooperation gegeben waren. Auch die Langzeitmessungen in der Halle des Lehrstuhls für Stahlbau wurden sehr umfänglich durchgeführt, um hier vertiefte Kenntnisse über ein relevantes Objekt in Stahlleichtbauweise zu erhalten. Die Projektlaufzeit insgesamt und auch der Personaleinsatz während der Projektlaufzeit können angesichts der relevanten Ziele und der geleisteten Arbeit als angemessen eingeschätzt werden. II.3 Nutzen und Verwertbarkeit der Ergebnisse Sandwichelemente mit Deckschalen aus Metall und einem Kern aus Polyurethan- Hartschaum oder Mineralwolle werden in Deutschland seit etwa 60 Jahren im Industrie- und Gewerbebau und in zunehmendem Maße auch bei Verwaltungs- und Sportbauten eingesetzt. Es werden jährlich etwa 30 Millionen m² Gebäudehüllfläche in Metallleichtbauweise in Deutschland errichtet. Das Marktpotenzial im Sanierungsbereich wird vom Industrieverband für Bausysteme im Metallleichtbau (IFBS) auf ca. 2-3 Millionen m² Wand- und Dachfläche im Jahr geschätzt. Erst seit einigen Jahren wird bei neu zu errichtenden Gebäuden in Metallleichtbauweise verstärkt auf die Reduzierung von bauphysikalischen Schwachstellen und auf die Verbesserung der Fugendichtheit geachtet. Das bedeutet, dass im Gebäudebestand ein hohes Potential zur energetischen Sanierung besteht. Der Lehrstuhl für Stahlbau und Leichtmetallbau ist vielfältig in Lehre und Fortbildung aktiv, die Ergebnisse dieses Projektes wurden und werden auch zukünftig über folgende Institutionen verbreitet: a) Praxisseminare des Stahlinformationszentrums Düsseldorf, b) Seminare und Schulungen des IFBS, c) Schulungen der Ingenieurkammer Bau NRW, d) Veranstaltungen des Deutschen Stahlbauverbandes II.4 Fortschritt auf dem Gebiet des Vorhabens bei anderen Stellen Über den Antrag hinaus sind den Projektbeteiligten nur zwei weitere Studien mit für das Vorhaben relevanten F&E-Ergebnisse bekannt geworden. Die Studie trägt den Titel Gesamtanalyse Energieeffizienz von Hallengebäuden und wurde im Auftrag der FIGAWA (Bundesvereinigung der Firmen im Gas- und Wasserfach e.v.) sowie dem Europäischen Leitverband der Hersteller von Infrarot-Heizstrahlern (Elvhis) vom Institut für Technische Gebäudeausrüstung Dresden (ITG) durchgeführt. Das Projekt zur Durchführung der Studie endete im 3./4. Quartal Soweit bekannt, lag der Schwerpunkt der durchgeführten Studie auf der Bewertung von Infrarot-Heizstrahlern hinsichtlich der energetischen Effizienz und thermischen Behaglichkeit, wobei ausschließlich moderne Hallen mit Baujahren zwischen 2004 und 2009 untersucht wurden. Detaillierte Ergebnisse der Studie wurden im V

10 Juni 2011 in einem Abschlussbericht veröffentlicht und konnten dadurch noch in der Endphase des Projekts berücksichtigt werden (siehe Kapitel 5.3 des Ergebnisberichts). Im Bereich der Anwendung des Nachweisverfahrens nach DIN V existiert auf der EnOB-Homepage ein Ergebnisbericht zu diesem Thema. Im Rahmen der EnOB- Begleitforschung unter Beteiligung der Bergischen Universität Wuppertal, der Technischen Universität Dresden und dem Karlsruher Institut für Technologie wurden hier 8 Demonstrationsprojekte aus den Forschungsfeldern EnSan und EnBau mit der Software EnEV+ berechnet. Die Erfahrungen, die in diesem Abschlussbericht geschildert werden, können durch Ergebnisse aus dem vorliegenden Forschungsprojekt bestätigt werden (siehe Erfolgskontrollbericht Kapitel 4 und Ergebnisbericht Kapitel und 5.4). Weitere, über den Antrag hinaus gehende und für das Vorhaben relevanten, F&E- Ergebnisse sind den Projektbeteiligten nicht bekannt geworden. VI

11 Anhang A: Ergebnisbericht EnPROGRES Abschlussbericht

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13 Inhaltsverzeichnis 1 Grundlagen Stand der Technik: Gebäudehüllen von Hallen Konstruktionstypen Gebäudetypen Bauphysikalische Anforderungen Stand der Technik: Gebäudetechnik von Hallen Heizungstechnik Raumlufttechnik für Hallengebäude Beleuchtungstechnik Gebäudeautomation Technische Entwicklung der Gebäudetechnik von Hallen Vakuum-Isolations-Paneele Einleitung Entwicklung und Fertigung Ausgangsituation und Aufgabenstellung Equipment / Parameter Konstruktion und Gestaltung der Paneele Eckenausbildung Auswahl des Isolationsmaterial Konstruktion der Spannvorrichtung Einsatz des Kombikopfs / Herstellung von Prototypen Evakuieren der Paneele Zusammenfassung Untersuchung der wärmetechnischen Eigenschaften Exemplarische Untersuchungen des Hallenbestandes Übersicht der untersuchten Hallen DTG GmbH Düren-Niederzier Sportpark Kohlscheid RWTH-Stahlbau-Halle Infrarotthermografie-Messungen Blower-Door-Messung TGA Monitoring

14 3.2.5 Ergebnisse der dynamischen Gebäudesimulation zmb-halle Blower-Door-Messungen TGA Monitoring Sanierungsobjekt Dreifeldsporthalle Dormagen Aufnahme des Ist-Zustandes Gebäudebegehung und Auswertung von Bestandsplänen Gebäudehülle Infrarotthermografie Verbrauchsdaten Technische Gebäudeausrüstung Erarbeitung des Sanierungskonzeptes Grundlagen zum Konzept Stahl-Sandwichelemente als wesentliches Element Technische Gebäudeausrüstung Variantenberechnung zur DIN V Detailuntersuchungen zu Wärmebrückenproblemen (FEM) Tageslichtsimulation dynamische Gebäudesimulation mit Lacasa (MATLAB) Mathematische Grundlagen Ergebnisse der dynamischen Gebäudesimulation Überprüfung / Erfolgskontrolle Blower Door und IR-Thermografie Monitoring Dreifeldsporthalle Dormagen Schlussfolgerungen Schlussfolgerungen aus den Projektergebnissen Verbesserungsvorschläge Durchführung eines Kurzzeitmonitorings Bewertung von Hallen Allgemeine Optimierungsvorschläge für Hallen in Metallleichtbauweise Ergänzungsvorschläge zur DIN V Zusammenfassung und Ausblick Literaturverzeichnis

15 1 Grundlagen 1.1 Stand der Technik: Gebäudehüllen von Hallen Gebäudehüllen von Hallen aus den Bereichen Produktions-, Gewerbe- und Sportgebäude bestehen aus den Elementen Dach, Fassade und Bodenplatte. Dach und Fassade wiederum setzen sich zusammen aus opaken und transparenten Bauteilen, z.b. Fenster, Lichtbänder oder Lichtkuppeln. Daneben können Fassaden noch Türen bzw. Tore enthalten (siehe Abbildung 1-1). Abbildung 1-1: Prinzipieller Aufbau typischer Hallenbauwerke Dach und Fassade werden vielfach in Metallleichtbauweise ausgeführt, wohingegen die Bodenplatte als unterer Gebäudeabschluss im Allgemeinen in Massivbauweise hergestellt wird, d.h. aus Beton bzw. Stahlbeton ggf. mit zusätzlicher Perimeterdämmung besteht Konstruktionstypen Grundsätzlich wird zwischen einschaligen und mehrschaligen Konstruktionen unterschieden. Die Anzahl der Schalen bezieht sich dabei auf die Anzahl der Dämmebenen Einschalige Konstruktionen Zu den einschaligen Bauteilen gehören im wesentlichen Stahl-Sandwichelemente. Diese bestehen aus zwei dünnen Stahl-Deckblechen und einer dazwischen angeordneten Wärmedämmschicht. Die Deckblechdicke ist i.d.r. kleiner als 1,0 mm während die Dämmdicke von 60 bis 200 mm betragen kann. Als Dämmmaterialien kommt neben Polyurethan auch Mineralwolle zum Einsatz. Zusätzliche Informationen über die Bandbreite der bauphysikalischen und geometrischen Größen können u.a. [IFBS_3] und [IFBS_4] entnommen werden (siehe Abbildung 1-2). 3

16 Sandwichelemente können sowohl als Fassadenbauteil als auch im Dachbereich eingesetzt werden. Dabei ist in bauphysikalischer Sicht besonders auf die Ausbildung der Längs- und Querfugen sowie die einzelnen Anschlussdetails zu achten. Abbildung 1-2: IFBS-Produktinformation zu Sandwichelementen Mehrschalige Konstruktionen Im Bereich der mehrschaligen Konstruktionen sind für den Fassadenbereich Stahl- Kassettenwände von großer Bedeutung. Diese bestehen aus einem raumseitig angeordneten Kassettenprofil aus maximal 1,5 mm Stahlblech. In das Kassettenprofil wird ein entsprechend dicker Wärmedämmblock eingelegt, der i.a. aus Mineralwolle besteht. Im Stoßbereich zwischen zwei Kassettenprofilen liegen die beiden Stege unmittelbar aufeinander. Dadurch ergibt sich eine bauphysikalische Schwachstelle, der entweder durch die außenseitige Anordnung eines thermischen Trennsteifens oder durch eine zusätzlich vorgehängte Wärmedämmschicht begegnet werden kann. Den äußeren Bauteilabschluss bildet wiederum ein Stahltrapezprofilblech, das mittels (Distanz-)Schrauben an den Kassettenstegen befestigt wird (vgl. Abbildung 1-3). 4

17 Abbildung 1-3: Darstellung Stahlkassettenwand mit thermischem Trennstreifen Bei einer Kassettendicke zwischen 90 und 240 mm und einer ggf. zusätzlichen Vorhangdämmung zwischen 40 und 120 mm ergeben sich insgesamt Konstruktionshöhen zischen 90 mm (90 mm Kassette + thermischen Trennstreifen) und 360 mm (240 mm Kassette mm Zusatzdämmung). Weitere Informationen sind u.a. [IFBS_1] zu entnehmen (siehe Abbildung 1-4). Abbildung 1-4: IFBS-Produktinformation zu Stahlkassettenprofilen Von mehrschaligen Dachkonstruktionen spricht man in diesem Zusammenhang, wenn auf einem raumseitig angeordneten Stahltrapezblech ein oder mehrere Wärmedämmschichten aufliegen. Als Witterungsschutz auf der Außenseite ist ebenfalls ein Trapezblech anzuordnen. Alternativ kann auch eine punktuelle Distanzkonstruktion zwischen innerer und äußerer Stahlblechlage integriert werden (vgl. Abbildung 1-5). 5

18 Abbildung 1-5: Darstellung zweischaliger Dachkonstruktion Die Konstruktionshöhen können bei mehrschaligen Dachkonstruktionen beliebig angepasst und variiert werden. Weiterführende Informationen können u.a. [IFBS_2] entnommen werden (siehe Abbildung 1-6). Abbildung 1-6: IFBS-Produktinformation zu Trapezprofilen Gebäudetypen Im Hinblick auf den konkreten Gebäudetyp kann zwischen Produktions-, Gewerbe- und Sporthallen unterschieden werden. Als primäres Kriterium in diesem Kontext darf ist Nutzung des jeweiligen Gebäudes angesehen werden. So stellt beispielsweise eine Sporthalle für den Schulsport andere thermische Anforderungen als eine Gewerbehalle, die ggf. nur als Zwischenlager dient. D.h., eine grundsätzliche Unterscheidung in normaltemperiert (z.b. Sporthalle, geschlossene Produktionshalle) und niedrigtemperiert (z.b. befahrbare Gewerbehalle als Zwischenlager) ist zu berücksichtigen. Diese Differenzierung findet sich auch in [EnEV_2009] und [EnEV_2013], wobei hier konkrete bauphysikalische und baukonstruktive Anforderungen definiert werden. Für die entsprechenden Gebäudetypen gegeben sich die in Tabelle 1-1 und Tabelle 1-2 angegebenen Grenz- bzw. Referenzwerte nach [EnEV_2009] und [EnEV_2013]. 6

19 Tabelle 1-1: Grenzwerte des mittleren Wärmedurchgangskoeffizienten für Nichtwohngebäude nach EnEV Grenzwert des mittleren Wärmedurchgangskoeffizienten [W/(m 2 K)] Bauteil EnEV 2009 EnEV 2013 Opake Außenbauteil, soweit nicht nachfolgend aufgeführt Transparente Außenbauteil, soweit nicht nachfolgend aufgeführt 19 C θ i 12 C θ i < 19 C 19 C θ i 12 C θ i < 19 C 0,35 0,50 0,32 / 0,28 1,90 2,80 1,70 / 1,50 Vorhangfassade 1,90 3,00 1,70 / 1,50 Glasdächer, Lichtbänder, Lichtkuppeln 3,10 3,10 2,80 / 2,50 Tabelle 1-2: Referenzwerte des Wärmedurchgangskoeffizienten für Nichtwohngebäude nach EnEV Referenzwert des Wärmedurchgangskoeffizienten [W/(m 2 K)] Bauteil EnEV 2009 / 2013 Außenwand, Geschossdecke gegen Außenluft 19 C θ i 12 C θ i < 19 C 0,28 0,35 Vorhangfassade 1,40 1,90 Wand gegen Erdreich, Bodenplatte, Wände und Decken zu unbeheizten Räumen Dach, oberste Geschossdecke, Wände zu Abseiten 0,35 0,35 0,20 0,35 Glasdächer 2,70 2,70 Lichtbänder 2,40 2,40 Lichtkuppeln 2,70 2,70 Fenster 1,30 1,90 Dachflächenfenster 1,40 1,90 Außentüren 1,80 2,90 Andere Merkmale verschiedener Hallentypen sind beispielweise die Bauweisen der Tragkonstruktion und der Gebäudehülle. Vor diesem Hintergrund wurde innerhalb des Projektes der Fokus auf Hallen mit einer tragenden Stahlkonstruktion und / oder eine Gebäudehülle in Metallleichtbauweise gelegt Bauphysikalische Anforderungen Um eine ganzheitliche energische Bewertung und Optimierung bestehender Gebäude durchführen zu können, sollen innerhalb des Projektes die Bereiche Luftdichtheit und Wärmeschutz Berücksichtigung finden. Diese beiden Teilaspekte stehen in enger Wechselbeziehung und sollten i.a. nicht unabhängig voneinander untersucht werden Wärmeschutz Im Rahmen der energetischen Optimierung von Gebäuden bildet der Wärmeschutz, d.h. die Vermeidung von Wärmeverlusten und somit die effiziente Nutzung der zugeführten Energie, eine der bauphysikalischen Hauptanforderungen. Diese Herausforderung muss baupraktisch von der Gebäudehülle erfüllt werden. 7

20 Dabei ist zunächst grundsätzlich zu gewährleisten, dass sowohl Bodenplatte, als auch Fassade und Dach im Elementbereich (Regelbereich) eine entsprechend hohe Dämmwirkung besitzen. In einem zweiten Schritt sind die Anschlussdetails innerhalb einzelner Bauteile (Längs- und Querstöße) sowie der Bauteile untereinander (Anschluss Dach-Fassade, Sockeldetail) auszubilden und bauphysikalisch zu optimieren. Die Bewertung des ersten Bereichs erfolgt mit Hilfe des Wärmedurchgangskoeffizienten U, während für den zweiten Bereich Wärmebrückenzuschläge (längenbezogener Wärmedurchgangskoeffizient / punktbezogener Wärmedurchgangskoeffizient ) ermittelt und beurteilt werden müssen. So sind beispielsweise für die in Abbildung 1-1 dargestellt Demo-Halle Wärmebrückenzuschläge für alle Gebäudeecken und kanten sowie für die Anschlüsse von Tür, Tor und Fenster im Fassadenbereich und für die Anschlüsse Lichtband im Dachbereich zu berücksichtigen Luftdichtheit Die Luftdichtheit von Gebäuden hat unmittelbaren Einfluss auf deren energetischer Effizienz. So kommt es aufgrund von Undichtigkeiten in der Gebäudehülle zu unkontrollierten Luftströmungen bzw. zu einem erhöhten Luftwechsel. Gemeinsam mit der ausströmenden Luft geht auch Energie in Form von Wärme verloren. Das Gebäude muss daher immer weiter beheizt werden, um diese Energieverluste auszugleichen. Derartige Leckagestellen können ähnlich wie Wärmebrücken sowohl im Stoß- als auch im Anschlussbereich von Bauteilen vermehrt auftreten. In der Fläche wird Luftdichtheit meist durch in die Konstruktion integrierte Folien und Dichtungsbahnen sichergestellt. Allerdings kann es auch hier durch Beschädigungen o.ä. zu Fehlstellen kommen. 1.2 Stand der Technik: Gebäudetechnik von Hallen Die Gebäudetechnik von Hallen lässt sich im Allgemeinen in die Bereiche der Heizungs- und Lüftungstechnik sowie der Beleuchtungstechnik unterteilen. Abhängig von der Art und Nutzung von Hallen, wie Industriehallen für Produktion und Gewerbe oder Sporthallen, werden unterschiedliche technische Lösungsansätze genutzt, um den jeweiligen Anforderungen gerecht zu werden. Die Auswahl der Gebäudetechnik wird aber neben der Typologie des Gebäudes, dem baulichen Wärmeschutz oder individuellen Nutzungsprofilen nicht zuletzt auch durch die Einhaltung von Behaglichkeitsanforderungen oder Verordnungen und Richtlinien über Arbeitsstätten beeinflusst. Überdies sind hierbei auch Fragen der Energieeffizienz, der Nutzung Regenerativer Energien sowie der Wirtschaftlichkeit zu berücksichtigen. Die nachfolgende Auflistung der am Markt etablierten Technologien gibt einen groben Überblick über Aufbau sowie Funktion der Gebäudetechnik von Hallen und betrachtet dabei die grundsätzlichen Vor- und Nachteile der einzelnen Techniken. Aufgrund der genannten vielfältigen Einflussfaktoren auf die Auswahl der möglichen Gebäudetechniken stellt die hier durchgeführte Betrachtung keine Wertung der aufgeführten Technologien dar. 8

21 1.2.1 Heizungstechnik Die nachfolgenden theoretischen Betrachtungen zur Heizungstechnik in Hallen und diesbezügliche Funktionsbeschreibungen gründen auf einer im Rahmen dieses Vorhabens durchgeführten Literaturrecherche, anhand dessen ein Überblick über den derzeitigen technischen Stand von Hallenheizungssystemen gegeben werden soll [ASUE_1, Bac_2002, BDEW_2004, Bur_2012, EAN_1, EAN_2, Fig_2011, Gün_2011, Pie_2008, Pis_2007, Sch_2009] Differenzierung der Hallenheizungssysteme Hallenheizungssysteme untergliedern sich in die drei wesentlichen Kategorien der Strahlungs-, Warmluft- und Fußbodenheizungen. Strahlungsheizungen geben einen Großteil ihrer Heizwärme in Form von Wärmestrahlung an den Nutzraum ab. Die von der Strahlungsheizung abgegebene Infrarotstrahlung erwärmt die Innenflächen eines Raumes sowie die im Raum befindlichen Gegenstände oder Körper. Infolge des konvektiven Wärmeüberganges zwischen den Rauminnenflächen und der Raumluft, wird auch diese indirekt erwärmt. Strahlungsheizungen nutzen in Bezug auf Behaglichkeitsanforderungen im Aufenthaltsbereich den Umstand, dass sich der menschliche Körper im stetigen Wärmestrahlungsaustausch mit den ihn umgebenden Flächen befindet. Des Weiteren werden keine nennenswerten Luftbewegungen innerhalb des zu beheizenden Raumes hervorgerufen, die sich wiederum negativ auf die Behaglichkeit auswirken können. Zur Kategorie der Strahlungsheizungen zählen Deckenstrahlplatten sowie Gas-Infrarotstrahler (Hell- und Dunkelstrahler). Deckenstrahlplatten sind aufgrund ihrer konstruktiven Eigenschaften gut regelbar und bieten die Möglichkeit unabhängig von der Funktion zum Beheizen von Hallen auch als Kühlflächen Verwendung zu finden. Die Temperatur des Fußbodens oder anderer Flächen im Aufenthaltsbereich wird im Heizbetrieb erhöht ohne eine hohe Temperaturzunahme über die Raumhöhe hervorzurufen. Des Weiteren werden durch den Einsatz von Deckenstrahlplatten im Gegensatz zu Luftheizsystemen störende Luftbewegungen vermieden und Lüftungswärmeverluste verringert. Zudem werden Luftbelastungen im Innenraum vermieden. Die Option Deckenstrahlplatten mit Temperaturen im Niedertemperaturbereich zu versorgen, eröffnet auch den Einsatz von regenerativer Energietechnik. Wirtschaftliche Nachteile birgt die Nutzung von Deckenstrahlplatten hinsichtlich der Planung und Ausführung der Deckenkonstruktion, da das Hallendeckentragwerk durch das Gewicht der Deckenstrahlplatten einer zusätzlichen Belastung ausgesetzt wird. Darüber hinaus können eventuell vorhandene Hallenausstattungselemente, wie Hochregale oder Kräne, den potentiellen Einsatz von Deckenstrahlplatten einschränken oder sogar negieren. Ein weiterer Nachteil von Deckenstrahlplatten ist die Notwendigkeit eines separaten Wärmeerzeugers und eines Verteilungssystems zur Wärmebereitstellung, was zusätzliche Wärmeverluste und die Bereitstellung von Antriebsenergie bedingt. Aufgrund der wärmetechnischen Eigenschaften des eingesetzten Wärmeträgermediums und der sich daraus ergebenden Trägheit des Gesamtsystems resultieren längere Zeiten zum Aufheizen oder auch Abkühlen, wodurch eine schnelle Reaktion auf Lastschwankungen bzw. schwankende Leistungsanforderungen zum Teil kaum möglich ist. 9

22 Ein wesentlicher Vorteil von Gas-Infrarotstrahlern ist der wartungsarme Betrieb, da diese Hallenheizgeräte keine beweglichen Teile besitzen und somit relativ robust sind. Aufgrund des zugrunde liegenden Funktionsprinzips kann die zu installierende Heizleistung von Gas- Infrarotstrahlern meist geringer als die berechnete Raumheizlast angesetzt werden, wobei auch bei niedrigeren Raumtemperaturen eine vergleichbare Behaglichkeit erreicht wird. Anders als bei Heizungssystemen mit einem zentralen Wärmeerzeuger und einem Wärmeverteilungssystemen mit thermischer Trägheit besitzen Infrarotstrahler keine großen thermischen Massen, wodurch ein großer Vorteil in kurzen Aufheizzeiten und somit auch in einer schnellen Reaktion auf Lastschwankungen liegt. Darüber hinaus ermöglichen Infrarotstrahlungsheizungen die Beheizung von ganzen Räumen aber auch nur einzelnen Teilflächen, wobei auch hier die Erzeugung störender Luftbewegungen vermieden wird. Von Nachteil sind hingegen die hohen Oberflächentemperaturen, weshalb Gas-Infrarotstrahler nur bedingt für den Einsatz in Hallen mit niedrigen Deckenhöhen geeignet sind. Eine Nutzung von Erneuerbaren Energien ist nur in begrenztem Maße und in Form von entsprechend aufbereitetem Biogas möglich. Des Weiteren sind für den Betrieb von Gas- Infrarotstrahlungsheizungen ein Erdgasanschluss und abhängig von der Bauart weitere technische Einrichtung zur Verbrennungsluftzufuhr und Abgasableitung erforderlich. Warmluftheizungen beheizen den Nutzraum allein über den konvektiven Wärmeübergang mittels zuvor erwärmter Hallenluft, wobei diese Art der Hallenheizung auch zusätzlich eine Be- und Entlüftungsfunktion mittels konditionierter Außenluft einnehmen kann und dabei ebenfalls die Gewährleistung eines Mindestluftwechsels sicherstellt. Hallengebäude mit geringer thermischer Speichermasse lassen sich überdies durch den Einsatz von Warmluftheizungen binnen kurzer Zeit aufheizen. Zudem ist mittels nächtlicher Frischluftzufuhr im Sommer die wirtschaftliche Kühlung einer Halle realisierbar. Auch der Einsatz von Erneuerbaren Energien für die zentrale Wärmebereitstellung für den Betrieb von Lufterhitzern ist möglich. Der Umstand, dass Luft zu Heizzwecken in der Halle verteilt bzw. bewegt werden muss, kann wegen der betriebsbedingten Eigenschaften von Warmluftheizungen, wie hoher Ausblastemperaturen oder Zugerscheinungen infolge hoher Luftgeschwindigkeiten sowie Lärmemissionen, zu Beeinträchtigungen der physikalischen oder thermischen Behaglichkeit führen. Die erzwungene Bewegung der Hallenluft kann dabei die Aufwirbelung von Staub oder die Verteilung von Luftverschmutzungen oder Gerüchen im Aufenthaltsbereich hervorrufen oder begünstigen. Weitere Nachteile von Warmluftheizungen entstehen beispielsweise aus einem höheren Wartungsaufwand als bei anderen Hallenheizsystemen und dem betriebsbedingten Umstand, dass die Beheizung von Teilflächen wie z.b. mit Gas-Infrarotstrahlern nicht möglich ist. Zudem werden Warmlufterzeuger zugunsten einer Aufheizreserve mit mehreren Prozent der Heizlast überdimensioniert. Fußbodenheizungen nutzen sowohl den Wärmestrahlungsaustausch zwischen dem Fußboden und den raumbegrenzenden Innenflächen als auch den konvektiven Wärmeübergang zwischen dem Fußboden und der Raumluft. Besonderes Merkmal von Fußbodenheizungen sind Systemtemperaturen auf geringem Temperaturniveau, woraus verringerte Wärmeverteilungsverluste und die Möglichkeit für den Einsatz einer Vielzahl von effizienten Wärmebereitstellungstechnologien, wie Brennwertkessel oder Erneuerbare Energien, resultieren. Die Ausnutzung der Wärmestrahlung durch Fußbodenheizungen ermöglicht eine Reduzierung der Soll-Raumlufttemperatur bei gleichbleibender thermischer Behaglichkeit und begünstigt dabei ebenfalls die Ausbildung eines gleichmäßigen 10

23 Temperaturprofils über die gesamte Höhe einer Halle. Zudem entstehen kein hohen Luftgeschwindigkeiten und somit keine Staubaufwirbelungen oder die Verteilung von Luftverschmutzungen innerhalb des Nutzraumes. Weitere Vorteile von Fußbodenheizungen sind beispielsweise die Möglichkeiten zum Einsatz in explosionsgeschützten Bereichen oder auch eine Nutzung zur Kühlung des Raumes. Demgegenüber steht jedoch die, infolge systembedingter Eigenschaften, hohe thermische Trägheit von Fußbodenheizungen, so dass diese Flächenheizungssysteme nur ungenügend auf dynamische Lastwechsel reagieren können und sich deshalb vorwiegend für dauerhaft beheizte Hallen eignen. Ein weiterer Nachteil dieser Flächenheizungssysteme ist die Notwendigkeit eines Wärmebereitstellungsund Wärmeverteilungssystems, wodurch weitere Erzeuger- und Verteilungsverluste entstehen. Überdies sind Fußbodenheizungen für den Einsatz in Markt-, Verkaufs- oder Lagerhallen nur bedingt einsetzbar, da durch die Vielzahl an Regalen die wärmeübertragende Fläche stark vermindert wird Bewertung von Hallenheizungssystemen durch die DIN V Die energetische Effizienz von Heizungssystemen für Hallengebäude wird von zahlreichen Faktoren beeinflusst. Das wesentliche Merkmal hallenartiger Gebäude sind dabei die hohen und ausgedehnten Räume. Betrachtet man zunächst die verschiedenen Systeme und ihre funktionsbedingten Eigenschaften, liegen wichtige Bewertungskriterien für die Energieeffizienz eines Hallenheizsystems in der Art der Wärmebereitstellung, dem Wärmeverteilungssystem (sofern vorhanden), dem Hilfsenergiebedarf sowie der Form der Wärmeübergabe. Aufgrund der differierenden Hallentypologien (z.b. Produktions-, Gewerbe-, Fertigungs- / Montage-, Lager- oder Sporthallen) mit unterschiedlich großen Raumhöhen, individuellen Nutzungsszenarien und davon abhängig spezifischen Heizlastverteilungen sowie variierenden Behaglichkeitsanforderungen werden zudem verschiedene Anforderungen an Hallenheizsysteme gestellt. Abhängig vom Hallentyp und der Raumhöhe ändert sich somit auch die Dynamik des Heizens, wodurch nicht zuletzt die Wärmeübergabe einen entscheidenden Einflussfaktor darstellt. Dieser Zusammenhang wurde durch die Projektstudie Gesamtanalyse Energieeffizienz von Hallengebäuden [ITG_2011] nachgewiesen und darauf aufbauend in der Novellierung der DIN V vom Dezember 2011 berücksichtigt. Die eigentliche energetische Bewertung der verschiedenen Hallenheizungssysteme durch die DIN V erfolgt in Teil 5 mit der Berechnung des Endenergiebedarfs in Abhängigkeit des betrachteten Heizsystems, wobei der zuvor ermittelte Nutzwärmebedarf mit einem zusätzlichen Verlust für die Wärmübergabe beaufschlagt wird. Die Art der Wärmeerzeugung sowie der Wärmeverteilung und die damit verbundenen Verluste oder auch der Hilfsenergiebedarf treten bei der energetischen Bewertung in den Hintergrund. Eine wesentliche Differenzierung erfolgt hinsichtlich zentral wärmeversorgter Hallenheizungen (Deckenstrahlplatten, Fußbodenheizung, Lufterhitzer) und dezentraler Systeme (Hellstrahler, Dunkelstrahler, Warmlufterzeuger). Im Rahmen der energetischen Bewertung durch die DIN V werden die energetischen Aufwendungen für die Nutzwärme sowie die Wärmeübergabe, -verteilung und -erzeugung der dezentralen Hallenheizungen anders als bei zentralen Systemen in einer Größe zusammengefasst. Die Ermittlung des energetischen Aufwands für die Wärmeübergabe basiert auf der Annahme unterschiedlicher Faktoren und der Bestimmung von Nutzungsgraden. Hierzu zählen beispielsweise Faktoren für intermittierenden Betrieb (zeitabhängige Temperaturabsenkung) (f int ), für hydraulischen Abgleich (f hydr ) sowie für den 11

24 Strahlungseinfluss (f radiant ). Der genannte Faktor für Strahlungseinfluss ist vor allem für Hallenheizungssysteme mit vorwiegender Wärmeübergabe durch Strahlung von Bedeutung, da diesen Wärmeübergabesystemen im Vergleich zu Systemen mit überwiegend konvektiver Wärmeübergabe ein energetischer Vorteil eingeräumt wird. Dies begründet sich auf der Schlussfolgerung, dass durch die Wirkung strahlungsdominanter Wärmeübergabesysteme eine höhere Strahlungstemperatur im Innenraum erreicht wird und dadurch eine niedrigere Lufttemperatur zur Gewährleistung einer bedarfsgerechten operativen Raumtemperatur notwendig ist. Für bestimmte Hallenheizsysteme, wie Warmluftheizung, Deckenstrahlplatten oder Fußbodenheizung, wurden standardisierte Faktoren für den Strahlungseinfluss festgelegt (Tabelle 1-3). Demgegenüber wird der Faktor für den Strahlungseinfluss von Hellund Dunkelstrahlern mittels einer separaten Berechnungsvorschrift charakterisiert. Diese berücksichtigt die spezifischen Leistung des Infrarot-Strahlers, bestimmt durch die maximale Heizlast und auf die Nettogrundfläche bezogen, sowie die Raumhöhe und einen standardisierten Strahlungsfaktor (Tabelle 1-3). Der Energieaufwand für die Wärmeübergabe eines Hallenheizsystems wird nach Maßgabe der DIN V Teil 5 mittels Gleichung (1-1) unter Einbeziehung der zuvor genannten Faktoren und eines systemabhängigen Gesamtnutzungsgrades und unter Verwendung des Nutzwärmebedarfs (Q h,b ) berechnet. ( ) (1-1) Tabelle 1-3: Tabellarischer Auszug aus DIN V Teil 5 (Dezember 2011) zur Bestimmung des Faktors für den Strahlungseinfluss für unterschiedliche Hallenheizsysteme Wärmeübergabesystem f radiant Warmluftheizung, Heizkörper 1,00 Dunkelstrahler Hellstrahler Deckenstrahlplatten Standardausführung 1,00 Verbesserte Ausführung 0,97 Fußbodenheizung 1,00 ( ) ( ) R F Strahlungsfaktor p h spezifische Leistung in W/m 2 h R lichte Raumhöhe in m Ein Kritikpunkt an der energetischen Bewertung der verschiedenen Hallenheizsysteme durch die DIN V (Dezember 2011) resultiert aus der Betrachtung des Faktors für den Strahlungsfluss f radiant von Deckenstrahlplatten (siehe Tabelle 1-3). Dieser ist für Deckenstrahlplatten gleich (Standardausführung) oder nur unwesentlich geringer (verbesserte Ausführung) als der Faktor für den Strahlungseinfluss von Warmluftheizungen oder Heizkörpern. Dabei ist zu beachten, dass Deckenstrahlplatten ebenso wie Hell- oder Dunkelstrahler aufgrund der strahlungsdominanten Wärmeabgabe an den Innenraum als Strahlungsheizungen zu charakterisieren sind. Hinsichtlich dessen ist eine Überarbeitung der Vorgaben in der DIN V Teil 5 (Dezember 2011) zu empfehlen, um Deckenstrahlplatten bei der energetischen Bewertung nicht zu benachteiligen. 12

25 Der Gesamtnutzungsgrad der Wärmeübergabe wird gemäß DIN V aus dem Teilnutzungsgrad für ein vertikales Lufttemperaturprofil (η L ), dem Teilnutzungsgrad für Raumtemperaturregelung abhängig von der Regelungsstrategie bzw. dem Verhalten der Regelstrecke (η B ) sowie dem Teilnutzungsgrad für spezifische Verluste der Außenbauteile (η B ) nach Gleichung (1-2) berechnet. Der Teilnutzungsgrad für vertikales Lufttemperaturprofil (siehe Gleichung (1-3)) beinhaltet einen Faktor zur Beschreibung des, vom Heizsystem abhängigen, mittleren Lufttemperaturanstiegs über die Raumhöhe und berücksichtigt damit den in Hallengebäuden auftretenden Lufttemperaturgradienten bzw. die ungleiche Temperaturverteilung. ( ( )) (1-2) ( ) (1-3) Der Faktor zur Beschreibung des mittleren Anstieges der Lufttemperatur über der Raumhöhe (θ L ) sowie der Teilnutzungsgrad für spezifische Verluste der Außenbauteile (η B ) ist entsprechend dem betrachteten Hallenheizungssystem den Tabellen Tabelle 1-4 bis Tabelle 1-6 zu entnehmen. Tabelle 1-4: Auszug aus Tabelle 13 der DIN V Teil 5 (Dezember 2011) mit Angaben zu vertikalen Lufttemperaturanstiegen und Teilnutzungsgraden der spezifischen Außenbauteilverluste für verschiedene Warmluftheizungen Wärmeübergabe durch Warmluftheizung Warmluftheizung ohne Warmluftrückführung (Deckenventilatoren) Warmluftheizung mit Warmluftrückführung (Deckenventilatoren) θ' L [K/m] Seitlicher Luftauslass (Wandgerät) 1,00 1,00 Seitlicher Luftauslass (Wandgerät), Systeme mit geringer Ausblastemperatur η B 0,35 1,00 Luftauslass von oben (Deckengerät) 0,60 1,00 Luftauslass von oben (Deckengerät), Systeme mit geringer Ausblastemperatur 0,35 1,00 2-Punkt-geregelte Warmluftrückführung 0,35 1,00 PI-geregelte Warmluftrückführung 0,25 1,00 Tabelle 1-5: Auszug aus Tabelle 13 der DIN V Teil 5 (Dezember 2011) mit Angaben zu vertikalen Lufttemperaturanstiegen und Teilnutzungsgraden der spezifischen Außenbauteilverluste für Deckenstrahlplatten und Infrarotstrahler Wärmeübergabe durch Infrarotstrahler und Deckenstrahlplatten θ' L [K/m] Dunkelstrahler 0,20 1,00 Hellstrahler 0,20 1,00 Deckenstrahlplatten Standard-Ausführung 0,40 0,95 Verbesserte Ausführung 0,30 0,97 Verbessert und Einhaltung Außenwandabstand 0,30 1,00 η B 13

26 Tabelle 1-6: Auszug aus Tabelle 13 der DIN V Teil 5 (Dezember 2011) mit Angaben zu vertikalen Lufttemperaturanstiegen und Teilnutzungsgraden der spezifischen Außenbauteilverluste für Fußbodenheizungen Wärmeübergabe durch Fußbodenheizungen ohne Dämmung bauteilintegriert mit Mindestdämmung nach DIN bauteilintegriert mit Mindestdämmung nach DIN EN 1264 Überdeckung 10 cm θ' L [K/m] Überdeckung > 10 cm 0,10 0,85 η B 0,86 Überdeckung > 10 cm 0,81 Überdeckung 10 cm 0,90 Überdeckung 10 cm 0,95 Überdeckung > 10 cm 0,90 Thermisch entkoppelt (U Bodenplatte 0,35 W(m 2 K) und Überdeckung 10 cm) 1, Raumlufttechnik für Hallengebäude Die nachfolgenden theoretischen Betrachtungen zur Raumlufttechnik für hallenartige Gebäude basieren auf einer im Rahmen dieses Vorhabens durchgeführten Literaturrecherche, anhand dessen ein Überblick über den derzeitigen technischen Stand der Lüftungstechnik gegeben werden soll [Laa_2005, LBW_2002, Pis_2007, Rie_2008, Sch_2009]. Anforderungsprofile, Aufbau und Komponenten von raumlufttechnischen Anlagen für Hallen variieren in Abhängigkeit des jeweiligen Gebäudetypus und Nutzungsprofils sehr stark. Im Grundsatz besteht die Aufgabe von Lüftungs- und Klimaanlagen jedoch darin, ein für den Menschen behagliches Innenraumklima durch eine Anpassung der Raumluftqualität zu schaffen, wobei die drei wesentlichen Funktionen Luftförderung, Luftbehandlung sowie Reinigung bzw. Filterung von Zu- und Abluft zu unterscheiden sind. Ein Element im Aufgabenprofil raumlufttechnischer Anlagen ist die Einhaltung von Anforderungen an die thermische Behaglichkeit. Dies resultiert aus der Funktion des menschlichen Wärmehaushaltes, da der Mensch in ständiger Interaktion mit seiner Umgebung steht und die Regulierung der Körpertemperatur unter anderem von der Lufttemperatur, der Luftfeuchtigkeit sowie der relativen Luftgeschwindigkeit in unmittelbarer Nähe zum menschlichen Körper abhängig ist. Hierzu ist es notwendig die in einer Halle anfallenden Heiz-, Kühl- und Feuchtelasten aus dem Innenraum abzuführen. Weitere Aspekte der Funktion von raumlufttechnischen Anlagen sind die Einhaltung von Kriterien der Raumluftqualität und die Vermeidung von Gesundheitsrisiken. Hierbei ist ein hygienischer Luftwechsel zu gewährleisten und gegebenenfalls die Abfuhr anfallender Raumlasten, wie beispielsweise Kohlendioxid, Staub, Partikel, Fasern, Gefahr- bzw. Schadstoffe, Geruchsstoffe, Allergene oder sogar Krankheitserreger, sicher zu stellen. Die Definition der geforderten Raumluftqualität ist indes von vielen unterschiedlichen Faktoren abhängig. Hierzu zählen der Gebäudetyp der zu belüftenden Halle sowie die jeweilige Art und Anzahl der Quellen für Raumlasten und Luftverunreinigungen. Dabei sind beispielsweise die Anzahl der sich in der Halle aufhaltenden, Menschen sowie deren Aktivitäten zu berücksichtigen, wobei überdies nach Art und Schwere der ausgeübten Tätigkeiten unterschieden wird. Des Weiteren stellen Maschinen oder Geräte sowie die in einem Gebäude eingesetzten Materialien und ablaufenden Produktions- oder Fertigungsprozesse Quellen für Raumlasten dar. Im Vorfeld einer Planung müssen daher die 14

27 Höhe der zu erwartenden Luftverunreinigungen und die maximalen Arbeitsplatzkonzentrationen für Schadstoffe nach Maßgabe von vorgegebenen Grenzwerten bekannt sein. Abbildung 1-7: Beispiel für eine raumlufttechnische Anlage mit unterschiedlichen Luftbehandlungsfunktionen Weitere Anforderungen an raumlufttechnische Anlagen liegen in einem möglichst niedrigen Energiebedarf und höhen Wirkungsgraden bei einem, nach ökonomischen Gesichtspunkten, gleichzeitig geringen Aufwand für Investitionen und Betriebskosten. Des Weiteren dürfen keine Beeinträchtigungen von Tätigkeiten sowie Arbeits- oder Produktionsprozessen, wie beispielsweise durch Zugerscheinungen oder zusätzliche Lärmbelästigungen, entstehen. Auch zusätzliche Umweltbelastungen durch den Betrieb einer raumlufttechnischen Anlage müssen ausgeschlossen werden können. Die Forderung nach einem geringen Wartungsaufwand ist hingegen nicht ohne weiteres umzusetzen, da zur Gewährleistung einer angemessenen Lufthygiene eine kontinuierliche Wartung und Funktionskontrolle notwendig sind. Dies umfasst Hygienemaßnahmen, regelmäßige Reinigungen und gegebenenfalls auch eine Desinfektion, da eine Lüftungsanlage ansonsten durch Schimmelpilze oder Keime kontaminiert werden kann. Einteilung Raumlufttechnischer Anlagen In der Raumlufttechnik erfolgt eine grobe Gliederung in freie Lüftungssysteme und raumlufttechnische Anlagen mit mechanisch angetriebenem Lufttransport (siehe Abbildung 1-8). Darüber hinaus werden raumlufttechnische Anlagen entsprechend ihrer Funktion zum Luftaustausch der Raum- durch Außenluft in Anlagen mit oder ohne Lüftungsfunktion unterteilt. Anlagen mit Lüftungsfunktion sind zumeist reine Außenluftanlagen, bei denen die Zuluft ausschließlich aus konditionierter Außenluft besteht. Anlagen ohne Lüftungsfunktion werden als reine Umluftanlagen bezeichnet, wobei die Abluft einer Gebäudezone gefiltert und entsprechend den gegebenen Anforderungen durch Luftbehandlungsfunktionen konditioniert, jedoch ohne die Zuführung von Außenluft wieder als Zuluft zurückgeführt wird. Reine Umluftanlagen finden zumeist nur in Reinräumen, Labors oder in explosionsgeschützten Zonen Anwendung, wo ein ungewollter Luftaustausch zu vermeiden ist. Eine Kombination aus beiden Anlagentypen sind Umluft- / Mischluftanlagen. Hierbei wird 15

28 die Zuluft einer Zone aus Umluft und Außenluft in Kammern gemischt und durch Komponenten zur Luftbehandlung aufbereitet. In Abhängigkeit von der Raumnutzung, der Personenanzahl sowie den auftretenden Raumlasten und der Außentemperatur werden die Anteile von Außen- und Umluft variabel geregelt. Abbildung 1-8: Gliederung der Raumlufttechnik Entsprechend dem Grad des Einsatzes thermodynamischer Funktionen zur Luftbehandlung, wie Heizen, Kühlen sowie Be- und Entfeuchten wird unabhängig von der Lüftungsfunktion zwischen Lüftung und Klimatisierung unterschieden, wobei unter Klimatisierung die Herstellung eines definierten Raumluftzustandes hinsichtlich Temperatur und Feuchtigkeit zu verstehen ist. Werden keine oder ausschließlich eine Funktion zur Konditionierung der Zuluft eingesetzt, handelt es sich um Lüftungs- oder Umluftanlagen. In Teilklimaanlagen bzw. Umluft-Teilklimaanlagen erfolgt mindestens eine Luftbehandlung durch Heizen und Kühlen, jedoch kann auch eine weitere Funktion zum Be- oder Entfeuchten vorgesehen werden. Klimaanlagen oder Umluft-Klimaanlagen werden durch den Einsatz der vier Luftbehandlungsfunktionen Heizen, Kühlen sowie Be- und Entfeuchten gekennzeichnet. Eine Luftaufbereitung der Außen- oder Umluft durch Filter oder Abscheider erfolgt in Abhängigkeit der zu erwartenden Luftverunreinigungen jedoch unabhängig von der Art der raumlufttechnischen Anlage Natürliche Lüftung Das Funktionsprinzip der natürlichen bzw. freien Lüftung beruht auf Temperaturdifferenzen zwischen dem Innenraum und der umgebenden Außenluft sowie auf Druckunterschieden, hervorgerufen durch Windlasten bzw. Winddruck am Gebäude. Aufgrund der dabei hervorgerufenen Luftbewegungen sind Zugerscheinungen meist nicht vermeidbar. Das Prinzip der natürlichen Lüftung wird oftmals in Sporthallen aber auch in gewerblich oder industriell genutzten Hallen zur Gewährleistung eines hygienischen Luftwechsels genutzt, wenn keine mechanische Lüftungsanlage vorgesehen ist. Zudem wird die natürliche Lüftung im Sommer zur nächtlichen Kühlung verwendet. Wird die Gebäudehülle von Hallen nicht luftdicht ausgeführt, tritt ein unkontrollierbarer Luftwechsel in Form der Fugenlüftung auf. 16

29 Abbildung 1-9: Varianten natürlicher bzw. freier Lüftung in Hallen Die einfachste Form der natürlichen Lüftung ist die Fensterlüftung durch das Öffnen von Fenstern, Türen oder Hallentoren (siehe Abbildung 1-9). Befinden sich die Innen- und Außentemperaturen auf einem gleichen Niveau, kann eine Luftbewegung ausschließlich durch Wind hervorgerufene Druckunterschiede auftreten. Der Luftaustausch ist hierbei kaum regelbar und verursacht somit besonders im Winter hohe Lüftungswärmeverluste. Eine Querlüftung über Kippflügel in Fenstern und verglasten Fassaden oder über Lüftungsöffnungen in Außenwänden ermöglicht zumeist eine begrenzte, von der Innenraumtemperatur oder der Witterung abhängige, Regelung des Luftwechsels mittels automatisch gesteuerter Stellantriebe zum variablen Öffnen oder Schließen der Lüftungselemente. In hohen Hallen wird unter Ausnutzung des thermischen Auftriebs, welcher infolge einer Temperaturschichtung im Innenraum und Temperaturunterschieden zwischen Innen- und Außenluft auftritt, die Dachaufsatzlüftung eingesetzt. Die Entlüftung erfolgt über das Dach durch Rauch-Wärmeabzüge oder Dachoberlichter. Für eine wirksame Funktion sind jedoch Zuluftöffnungen in Form von Lüftungsklappen oder das Öffnen von Fenstern und Türen für das Nachströmen der Außenluft notwendig. Eine Regelung dieser Form der freien Lüftung kann ebenfalls über elektromotorische Stellantriebe erfolgen Zentrale Lüftungsanlagen Einzonen-Lüftungsanlagen Sämtliche Komponenten zum Betrieb der mechanischen Lüftung sowie zur Realisierung der jeweils erforderlichen Luftbehandlung werden in einem zentralen Gerät zusammengefasst. Die aufbereitete Zuluft wird über einen Kanal zu einem oder mehreren Räumen transportiert, wobei keine bedarfsgerechte Konditionierung der jeweils zugeführten Luft hinsichtlich Lufttemperatur oder Luftfeuchte möglich ist (siehe Abbildung 1-10). Jeder Raum wird somit durch Luft desselben Zustandes belüftet. Die Lüftungsanlagen werden mit variablem Volumenstrom gefahren, um den Luftwechsel den jeweiligen Anforderungen anzupassen und dabei den energetischen Aufwand sowohl für den Transport als auch für die Konditionierung der Zuluft zu begrenzen. Eine Anpassung des Volumenstroms erfolgt dabei durch die variable Drehzahlregelung der Ventilatoren in Kombination mit Konstant- Volumenstromreglern (Vollabsperrung) oder durch den Einsatz von variablen Volumenstromregelern. 17

30 Abbildung 1-10: Beispiel einer Einzonen-Lüftungsanlage für eine Halle mit zwei Zonen und Nebenräumen Mehrzonen-Lüftungsanlagen In Mehrzonen-Lüftungsanlagen wird die Zuluft wird im zentralen Lüftungsgerät bis zu einem notwendigen Maß vorkonditioniert. Das Zuluftverteilungsnetz wird aufgeteilt und Gebäudezonen mit identischen Anforderungen an Lufttemperatur und Luftfeuchte durch einen gemeinsamen Lüftungskanal versorgt. Die den jeweiligen Anforderungen entsprechende, abschließende Konditionierung der Zuluft erfolgt dezentral durch Nachheizoder Kühlregister im Zuluftkanal und in der Nähe der zu belüftenden Zone. Nachteilig ist hierbei der höhere Aufwand für die dezentralen Heiz- und Kühlregister sowie den benötigten Warm- oder Kaltwasserversorgungsleitungen. Abbildung 1-11: Beispiel einer Mehrzonen-Lüftungsanlage für eine Halle mit zwei Zonen und Nebenräumen In einer weiteren Variante für die Konfiguration einer Mehrzonen-Lüftungsanlage wird die Zuluft für alle Gebäudezonen unter anderem durch ein zentrales Kühlregister als Bestandteil des Lüftungsgerätes gekühlt, wobei die Regelung der Zuluftkühlung nach der Zone mit der höchsten Kühllast erfolgt. Die Zuluft für Zonen mit einer geringeren Kühllast wird durch dezentrale Heizregister bis auf das benötigte Temperaturniveau erwärmt. Von Nachteil ist dabei der höhere Energieverbrauch im Vergleich zur ersten Variante, wobei der zusätzliche Installationsaufwand verringert wird. Die Vorteile des Konzepts einer Mehrzonen- Lüftungsanlage liegen im Vergleich zu Einzonen-Lüftungsanlagen in einem energieeffizienteren Betrieb. Zudem kann jeder Zone, unabhängig von den Anforderungen anderer Zonen, Zuluft mit individuell regulierbaren Zuständen zugeführt werden. 18

31 Sporthallen-Lüftung / hybrides Lüftungskonzept Konventionelle Konzepte für den Bau von raumlufttechnischen Anlagen in Sport- und Turnhallen in Deutschland beinhalten im Regelfall keine Klimatisierungsfunktionen, so dass nutzungsbedingt zur Gewährleistung eines hygienischen Luftwechsels reine Lüftungsanlagen gebaut werden. Jedoch wurden in den Lüftungsanlagen zahlreicher Sporthallenprojekte der jüngeren Vergangenheit Erdreichwärmeübertrager zur Vorkonditionierung der Außenluft genutzt (Vorerwärmung der Außenluft im Winter / Kühlung der Außenluft im Sommer). Der Einsatz einer Wärmerückgewinnung in Lüftungsanlagen für Hallen ist hingegen bereits Stand der Technik. Andere Lüftungskonzepte für Sporthallen umfassen lediglich die Nutzung der natürlichen Lüftung, um einen angemessenen Luftwechsel herbeizuführen. Es ist jedoch zu beachten, dass für die Nebenräume einer Sporthalle, mit den darin befindlichen Umkleide-, WC-, Dusch- oder Fitnessräumen eine Lüftungsanlage zur Abfuhr der Raumlasten, mit einer Fokussierung auf die Raumluftfeuchte, zwingend erforderlich ist. Abbildung 1-12: Beispiel für ein hybrides Lüftungskonzept bestehend aus Lüftungsanlagen für Sporthalle und Nebenräumen sowie Lüftungsöffnungen und Rauch-Wärme-Abzügen zur freien Lüftung der Sporthalle Unter Verwendung eines hybriden Lüftungskonzepts, wie es beispielhaft in Abbildung 1-12 dargestellt ist, wird eine Sporthalle im Winter ausschließlich über die Lüftungsanlage versorgt, während die mechanische Lüftung im Sommer abgeschaltet wird. Der notwendige Außenluftwechsel erfolgt hierbei ausschließlich bei Bedarf durch die freie Lüftung über Lüftungsöffnungen und Dachoberlichter, wobei hier die Nachtlüftung zur Kühlung der Halle im Vordergrund steht. Im Falle hoher Raumlasten in der Halle wird die mechanische Lüftungsanlage wieder aktiviert. Um einen ausreichenden Luftwechsel in den Umkleideräumen zu garantieren und eine Schimmelpilzbildung in den Duschräumen zu vermeiden werden die Nebenräume durch eine zusätzliche raumlufttechnische Anlage versorgt. Der Vorteil dieses Lüftungskonzepts ist der verringerte Energiebedarf zur Belüftung der Sporthalle. Jedoch sind zusätzliche Investitionskosten für die separate Lüftungsanlage der Nebenräume zu berücksichtigen. Sporthallen-Lüftung / Hallenüberströmung Im Lüftungskonzept der Hallenüberströmung für Sporthallen wird im Gegensatz zu konventionellen Arten der Sporthallenlüftung lediglich eine raumlufttechnische Anlage für die Halle und die Nebenräume eingesetzt. Die Sporthalle wird weiterhin durch ein zentrales 19

32 Lüftungsgerät mit Zuluft versorgt. Die Hallenabluft wird jedoch nicht wie üblich über eine Abluftanlage an die Umgebung abgeführt, sondern nach erfolgter Filterung und Erwärmung über ein dezentrales Heizregister zu Belüftung der Nebenräume genutzt (siehe Abbildung 1-13). Voraussetzung für die Anwendung dieses Lüftungskonzepts sind vertretbare Raumlasten in der jeweiligen Sporthalle, was im Allgemeinen durch die Größe des Bauwerksvolumens und den normalen Nutzungsbetrieb einer Sporthalle ohne größere Zuschauermassen gewährleistet ist. Eine Umsetzung im Bereich gewerblich oder industriell genutzter Hallen ist aufgrund der dort auftretenden Raumlasten zumeist nicht möglich. Die Regelung des Betriebs derartiger Lüftungsanlagen mit variablen Volumenströmen erfolgt zumeist anhand raumlufttechnischer Parameter, wie dem CO 2 -Gehalt der Raumluft oder der relativen Luftfeuchte, wobei die Ventilatoren drehzahlgeregelt sind. Die Abluft aus den Nebenräumen, welche in der Regel ein höheres Temperaturniveau als die Hallenabluft besitzt, wird mittels einer Wärmerückgewinnungsanlage zur Vorerwärmung der Außenluft eingesetzt, wodurch der Heizbedarf zur Erwärmung der Hallenzuluft reduziert wird. Vorteilhaft ist hierbei neben der Erschließung weiterer Energieeinsparpotentiale ein deutlich geringerer Investitionsbedarf. Abbildung 1-13: Beispiel einer Lüftungsanlage für Sporthallen mit Nutzung der Hallenabluft zur Belüftung der Nebenräume (Umkleide, Dusche/WC) Dezentrale Lüftungsanlagen Dezentrale Lüftungsanlagen werden als kompakte Lüftungsgeräte aufgebaut und hauptsächlich zur Belüftung und zum Heizen gewerblich oder industriell genutzter Hallengebäude eingesetzt. Dabei ist üblicherweise der Betrieb als reine Außen- oder Umluftanlagen (Funktion als Warmluftheizung) sowie als Umluft- / Mischluftanlagen realisierbar (siehe Abbildung 1-14). Darüber hinaus können dezentrale Lüftungsgeräte je nach Ausführung sämtliche Luftbehandlungsfunktionen, wie Kühlen oder Be- und Entfeuchten, abdecken und somit einer vollständigen Raumklimatisierung dienen. Die Erwärmung der Zuluft kann durch ein direkt-beheiztes Heizregister (elektrisch oder gasbefeuert) oder durch ein Heizregister mit zentraler Wärmeversorgung erfolgen. Komponenten zur Wärmerückgewinnung in Form von Plattenwärmeübertragern (rekuperatives System) oder Rotationswärmeübertragern (regeneratives System) sind zumeist in das Baukastenkonzept dezentraler Lüftungsgeräte integriert. Entsprechend unterschiedlicher Anwendungsfälle werden Lüftungsgeräte für die Installation in Fassaden (Wandgerät) oder in Hallendächern (Deckenlüftungsgerät) angeboten. Während die Verteilung der Zuluft bei Wandgeräten generell waagerecht erfolgt, können Deckenlüftungsgeräte mit waagerechter oder senkrechter Zuluftverteilung ausgestattet werden. Zudem besitzen Deckenlüftungsgeräte meist eine variable Ausblasvorrichtung, so 20

33 dass die Eindringtiefe des Zuluftstrahls den variierenden Anforderungen angepasst werden kann. Die Vorteile dezentraler gegenüber zentraler Lüftungsanlagen liegen einerseits in geringeren Investitions- und Betriebskosten für den Lufttransport, da ein Luftkanalnetz entfällt. Des Weiteren können dezentrale Wandlüftungsgeräte aufgrund geringer Abmessungen platzsparend aufgebaut werden oder benötigen im Fall von Dachlüftungsgeräten keine Aufstellungsfläche, was einen variablen Einsatz begünstigt. Andererseits besteht eine verbesserte Anpassungsmöglichkeit der Luftkonditionierung an die individuellen Anforderungen der Raumluftqualität einer Zone. Abbildung 1-14: Beispiel eines dezentralen Deckenlüftungsgerätes mit Außenluft-, Umluft- und Mischluftfunktion für Hallen Industrielle Absauganlagen Industrielle Absaugungen werden in Industrie- oder Gewerbehallen eingesetzt, wo durch Arbeits-, Produktions- oder Fertigungsprozesse gesundheitsgefährdende Schadstoffe freigesetzt werden oder störende Luftverunreinigungen entstehen, die durch eine vorhandene raumlufttechnische Anlage nicht in ausreichendem Maß aus dem Gebäude abgeführt werden können. Um eine Ausbreitung von Gefahrstoffen innerhalb der Halle und damit die Störung von Prozessen sowie Gesundheits- oder Umweltschäden zu vermeiden, werden die entstehenden Raumlasten an der Schadstoffquelle durch entsprechende Einrichtungen erfasst und über die Absauganlage abgeführt. Die kontaminierte Abluft wird durch Abscheider und Filter gereinigt und anschließend an die Umgebung abgegeben. Die Erfassungseinrichtungen industrieller Absauganlagen werden entsprechend unterschiedlicher Anwendungsbereiche und den dabei vorherrschenden, betrieblichen Randbedingungen in unterschiedlichen Bauarten angeboten. Die am häufigsten anzutreffende Bauart sind offene bzw. freie Saugöffnungen in Form von Saugrohren unterschiedlicher Geometrie, Saugdüsen oder Absaughauben. Absaughauben werden nach verschiedenen Erfassungsrichtungen in Ober-, Unter- und Seitenhauben unterschieden. Offene Saugöffnungen müssen zur Realisierung eines möglichst hohen Wirkungsgrades in der Nähe der betreffenden Schadstoffquelle installiert oder für eine variable Nutzung nachführbar ausgeführt werden. Weitere Bauarten von Erfassungseinrichtungen sind halboffene Varianten mit geöffneten Hüllen für Maschinen- oder Arbeitsstände und geschlossene Absaugungen mit gekapselten Schadstoffquellen. Aktuelle Entwicklungen für industrielle Absauganlagen verwenden eine Wirbelhaube als Erfassungseinrichtung, die nach dem Prinzip einer Wirbelströmung mit rotierenden Luftmassen arbeitet und auch mit verringerten Volumenströmen einen hohen Wirkungsgrad erreicht. Die Saugwirkung am Ort der Schadstofffreisetzung wird maßgeblich durch die Ansauggeschwindigkeit im Erfassungsbereich und die Bauart der Erfassungseinrichtung beeinflusst. Dabei ist mit zunehmender Entfernung der Saugöffnung von der 21

34 Schadstoffquelle eine Abnahme der Saugwirkung verbunden, weshalb bei großen Entfernungen hohe Erfassungsvolumenströme bzw. -geschwindigkeiten notwendig sind, um die freigesetzten Schadstoffe sicher abzusaugen. In der Praxis werden die Erfassungseinrichtungen jedoch in nur geringer Entfernung zur Entstehungsstelle angeordnet. Störende Luftströmungen im Raum, die einen geringen Anteil kontaminierter Luft im Absaugvolumenstrom verursachen, werden durch eine Abschirmung oder durch Leitbleche vermieden. Des Weiteren werden zur Vermeidung von Verstopfungen durch Feststoffe oder größere Partikel besondere Anforderungen an die Ventilatoren gestellt, wobei zumeist Radialventilatoren zur Anwendung kommen. Weitere technische Maßnahmen sind für die Absaugung brennbarer Gase oder Stäube erforderlich, weshalb zur Vermeidung elektrostatischer Aufladung eine Erdung an Saugleitung und Ventilator notwendig ist. Zudem werden die Ventilatoren in explosionsgeschützten Modellausführungen zur Vermeidung von Funkenbildung unter Verwendung unterschiedlicher Werkstoffpaarungen hergestellt. Abbildung 1-15: Beispiele für industrielle Absauganlagen Die zusätzliche Variante eines industriellen Absaugsystems mit Zuluft-Unterstützung kommt zur Anwendung, wenn konventionelle Absauganlagen über große Distanzen arbeiten müssen, eine angemessene Abfuhr der Schadstoffe unmöglich ist oder hochgiftige Schadstoffe in großer Menge freigesetzt werden. Zudem kann eine Zuluft-Unterstützung notwendig sein, wenn die Erfassungsluftgeschwindigkeit unwirtschaftlich hoch gewählt werden muss und dadurch starke Raumluftströmungen entstehen. Das Funktionsprinzip basiert auf einem Zuluftstrom, der zusätzlich zum Erfassungsluftstrom Staub, Partikel und Gase aufnimmt und zur Erfassungsöffnung trägt Komponenten von Lüftungsanlagen Ventilator Der Lufttransport in zentralen Lüftungs- und Klimaanlagen erfolgt hauptsächlich durch Radial- und Axialventilatoren. Die Auswahl der Ventilatoren für Zuluft, Abluft und gegebenenfalls Umluft richtet sich im Wesentlichen nach der Höhe des zu fördernden Luftvolumenstromes und den zu kompensierenden Druckdifferenzen, die infolge von Druckverlusten im Lüftungskanalnetz und durch Anlagenkomponenten entstehen. Hierzu werden durch die Hersteller Datenblätter und Diagramme mit Angaben zu Volumenstrom, Druckerhöhung, Wirkungsgrad sowie Schalleistung/Schallpegel zur Verfügung gestellt. Abhängig von der spezifischen Bauart eines Radialventilators kann dieser für große Volumenströme bei gleichzeitig niedrigen Druckdifferenzen oder für geringe Volumenströme mit hohen Druckdifferenzen eingesetzt werden. Axialventilatoren werden hingegen meist ausschließlich bei großen Volumenströmen und geringen Druckdifferenzen genutzt, die sie 22

35 eine kompakte Bauart aufweisen, jedoch mit höheren Umdrehungszahlen (höhere Schallpegel) arbeiten. Der Antrieb von Radialventilatoren kann wahlweise indirekt durch einen Keilriemen mit Antriebsmotor oder direkt durch Elektromotor realisiert sein, wogegen Axialventilatoren ausschließlich direkt über Elektromotoren angetrieben werden. Die Energieeffizienz einer Lüftungsanlage ist zudem eng mit dem Betrieb der Ventilatoren gekoppelt, weshalb in der Praxis verschiedene Regelungskonzepte eingesetzt, die entsprechend des zu fördernden Volumenstroms und der Leistung der Ventilatoren ausgewählt werden. Einerseits kann eine Regelung durch Veränderung des Systemwiderstandes mittels Drosselklappen oder Bypass-Leitungen erfolgen. Andererseits können Ventilatoren auch direkt durch eine Veränderung der Drehzahl oder durch eine Veränderung der Luftströmung mittels Drallregelung über Leitbleche bzw. einer Laufschaufelverstellung bei Axialventilatoren geregelt werden. Luftfilter Zur Vermeidung von Gesundheitsrisiken oder Betriebsausfällen infolge beschädigter Lüftungskomponenten werden in Lüftungsanlagen sowohl die Außenluft als auch die Abbzw. Umluft, durch Filterung von Fasern, Staub, Partikeln und Schwebstoffen, mittels Luftfilter gereinigt und aufbereitet. Der Aufbau eines Luftfilters ist dabei vom Grad der Luftverunreinigungen und der Größe von Staubpartikeln oder Schwebstoffen abhängig, wobei entweder eine Hintereinanderschaltung von Grob- und Feinfiltern oder Einsatz von mehrschichtigen Filtermaterialien erfolgt. Kriterien für die Auswahl des Filtermaterials und - aufbaus sind der Wirkungsgrad der Filterung bzw. Abscheidung, das Staubspeichervermögen sowie der Strömungswiderstand und der Wartungsaufwand. Metallfilter werden meist zur Filterung von groben Staubpartikeln eingesetzt und bestehen aus einem öl- oder fettbenetzten Metallgewebe. Vorteilhaft sind eine einfache Reinigung und eine lange Lebensdauer. Die Filterung von feinem Staub oder Schwebeteilchen erfolgt durch Faser- bzw. Taschenfilter. Die Herstellung dieser Filter erfolgt durch das Weben von hochfeinen Kunststoff-, Zellulose-, Woll-/Baumwoll- Glas- oder Metallfasern zu einem Vlies, welches zur Vergrößerung der Filterfläche mehrfach gefaltet wird. Nachteil dieser Filterbauart ist die fehlende Möglichkeit zur Reinigung (Einwegfilter). Die weitaus kostenintensiveren Elektrofilter besitzen dagegen ein lange Lebensdauer und können einfach gereinigt werden. Sie dienen der Filterung kleinster Schwebeteilchen und basieren auf dem Funktionsprinzip der Ionisierung und der anschließenden Abscheidung von Staubteilchen im elektrischen Feld eines Plattenkondensators. Die Filterung von gas- oder dampfförmigen Luftverunreinigungen erfolgt durch Adsorption in feinporiger Aktivkohle, die zur Verwendung in Lüftungsanlagen in Form von Patronen, Zellen oder Filterplatten in einem speziellen Verfahren aus den Grundmaterialien Steinkohle, Kokosschalen oder auch Holz hergestellt wird. Eine weitere Filter-Bauart sind automatisch geregelte Rollband- oder Umlauffilter mit einer kontinuierlichen Erneuerung des Filtermaterials. Wärmerückgewinnung Lüftungskomponenten zur Wärmerückgewinnung werden in rekuperative und regenerative Systeme gegliedert. Rekuperative Systeme dienen der Übertragung sensibler Wärme mit einer konstruktiven Trennung der Warm und Kaltluftströme ohne Austausch von Stoff und Feuchtigkeit, wobei Plattenwärmeübertrager in der Lüftungstechnik die am häufigsten eingesetzte Bauart dieses Systems darstellen. Da die Wärmeübertragung über feste 23

36 Flächen aus Metall stattfindet und keine Hilfsenergie benötigt wird, sind diese Komponenten einfach zu warten sowie kostengünstig in der Investition und im Betrieb. Regenerative Systeme sind durch eine Wärmeübertragung mittels einer zusätzlichen Speichermasse gekennzeichnet. Dabei können beispielsweise jeweils ein rekuperativer Wärmeübertrager im Außen- und Abluftvolumenstrom genutzt werden, die durch einen Kreislauf miteinander verbunden sind, was die Wärmerückgewinnung bei räumlich weit voneinander entfernten Luftführungen für Außen- und Abluft ermöglicht. Des Weiteren werden auch Wärmerohre (heat-pipe) zur Wärmerückgewinnung zur Anwendung gebracht, wobei sich kompakte Systemlösungen ohne bewegliche Teile und ohne den Bedarf an Hilfsenergie realisieren lassen. Ein weiteres häufig eingesetztes System der regenerativen Wärmerückgewinnung sind Rotationswärmeübertrager mit einer langsam rotierenden Speichermasse. Wird dabei ein Speichermedium mit nicht-hygroskopischen Eigenschaften, wie Keramik, Kunststoff oder Metall, eingesetzt (Kondensationswärmeübertrager), findet lediglich die Übertragung sensibler Wärme statt. Regenerative Systeme zur Übertragung von sensibler und latenter Wärme werden als Sorptionswärmeübertrager bezeichnet und basieren auf der Verwendung von Materialien mit hygroskopischer Oberfläche, wie chemisch behandeltem Aluminium mit Kapillarstruktur sowie einem mit Lithiumchlorid oder Silicagel beschichtetem Rotormaterial. Neben einer Befeuchtung der Zuluft liegt der wesentliche Vorteil von Sorptionswärmeübertrager in einer durch den Enthalpieaustausch verbesserten Wärmerückgewinnung. Überdies können auch Luft-Luft-Wärmepumpen zur Wärmerückgewinnung in Lüftungsanlagen eingesetzt werden. Heiz- und Kühlregister Die Erwärmung der Zuluft erfolgt in zentralen Lüftungsanlagen hauptsächlich indirekt durch Lamellenrohr- bzw. Rippenrohr-Wärmeübertrager. Die Heizregister werden durch ein Warmwasserversorgungsnetz von einem zentralen Wärmeerzeuger versorgt. Steht in industrie- oder Gewerbehallen Prozessdampf zur Verfügung, kann auch dieser zur Zulufterwärmung genutzt werden. Eine direkte Erwärmung der Zuluft durch gasbefeuerte Direktbeheizung oder durch elektrische Lufterhitzer wird ausschließlich in dezentralen Lüftungsgeräten angewendet. Kühlregister für Lüftungsanlagen entsprechen in Ihrer Bauart den Lamellenrohr- Wärmeübertragern, die auch zur Lufterwärmung genutzt werden. Die Versorgung dieser Oberflächen-Luftkühler erfolgt über ein Kaltwasserleitungsnetz, welches von einer Kältemaschine (Kompressions-, Sorptions-, Absorptions-, Adsorptions- oder Dampfstrahlkältemaschine) gespeist wird. Luftbe- und -entfeuchter Werden hinsichtlich der Raumluftqualität bestimmte Anforderungen an die Luftfeuchte gestellt, muss eine variable Befeuchtung der Luft gewährleistet werden. Dies geschieht entweder durch eine Befeuchtung mittels Verdunstung oder Zerstäubung von Wasser oder durch Dampfluftbefeuchtung. Da die reine Verdunstung von Wasser aber oftmals Hygieneprobleme birgt, wird Wasser in Kontakt- bzw. Rieselbefeuchtern über einen Kontaktkörper verrieselt, welches infolge der vorbeiströmenden Luft verdunstet. In der überwiegenden Anzahl von Lüftungs- und Klimaanlagen werden jedoch Sprühbefeuchter oder Zerstäubungs-Luftbefeuchter eingesetzt. Hierbei wird zur Bildung eines feinen Nebels 24

37 Wasser über Zerstäubungsdüsen versprüht. Die feinen Wassertropfen werden anschließend von der vorbeiströmenden Luft direkt aufgenommen. Im Gegensatz zu Zerstäubungs- Luftbefeuchtern ist durch die Nutzung von Sprühbefeuchtern (Luftwäscher) eine Vielzahl möglicher Zustandsänderungen der Zuluft ohne zusätzliche Komponenten realisierbar. Abhängig von der Temperierung des Befeuchtungswassers, was dem Sprühbefeuchter über eine Umwälzpumpen aus einem darunterliegenden Wasserbecken mit Frischwasserzufuhr zugeführt wird, sind Luftkonditionierungen wie Erwärmen/Befeuchten, Kühlen/Befeuchten (adiabate Kühlung, Nass-Kühler), Kühlen ohne Feuchteänderung und Kühlen/Entfeuchten möglich. Dampfluftbefeuchter arbeiten mit Trockendampf (Temperatur > 100 C), um die Bildung von Kondensat und damit hygienische Probleme zu vermeiden. Der benötigte Dampf kann durch eine Elektroden oder Widerstandsheizung, durch gasbeheizte Dampferzeuger sowie unter Verwendung von Prozessdampf bereitgestellt werden. Eine Luftentfeuchtung kann beispielsweise durch Abkühlen der Zuluft bis unter den Taupunkt erfolgen, so dass Wasser durch Kondensation abgeschieden werden kann. Herzu werden entweder Sprühbefeuchter oder im Luftstrom positionierte Oberflächenkühler kleiner Bauart verwendet. Aufgrund der zur Wasserabscheidung notwendigen Kühlung der Zuluft muss ein zusätzliches Nachheizregister vorgesehen werden. Eine weitere Möglichkeit der Luftentfeuchtung besteht durch den Einsatz eines hygroskopischen Materials mit fester bzw. feinporiger Struktur, wie Silicagel, an dessen Oberfläche Wassermoleküle adsorbiert werden. Aufgrund der Wärmeentwicklung beim Adsorptionsvorgang besteht die Notwendigkeit einer anschließenden Kühlung der Zuluft. Zudem muss das Sorptionsmaterial zur Regeneration aufgeheizt werden. Lüftungskanal Lüftungskanäle zum Transport von Luft im Gebäude und außerhalb der thermischen Gebäudehülle ermöglichen eine verlustarme Verteilung der Zuluft und sichere Abfuhr der verunreinigten Abluft. Die Form der Querschnittsfläche der Lüftungsleitungen ist im Wesentlichen von den konstruktiven Randbedingungen einer Halle abhängig, wobei Lüftungskanäle mit quadratischem Querschnitt, Lüftungsrohre oder flexible Rohre und Schläuche genutzt werden. Die zum Aufbau von Lüftungskanälen verwendeten Werkstoffe müssen bestimmte Anforderungen hinsichtlich der Brand- sowie Korrosionsbeständigkeit erfüllen und müssen nicht-hygroskopische Eigenschaften aufweisen. Zudem sollten die Innenflächen eines Lüftungskanals zur Verringerung von Druckverlusten infolge von Luftreibung glatt ausgeführt sein. In der Praxis ist verzinktes Stahlblech als hauptsächlich genutztes Material für den Lüftungskanalbau etabliert. Für Sonderanwendungen werden aber auch Edelstahl oder Aluminium genutzt. Überdies werden gelegentlich auch Plattenkanäle aus asbestfreiem Faserzement, Gipskarton oder Mineralfasern verwendet. Das Hauptanwendungsgebiet von Plattenkanälen ist der Aufbau feuergeschützter Lüftungsleitungen, die sie einfach an die baulichen Gegebenheiten anzupassen, korrosionsbeständig und nicht brennbar sind sowie glatte Innenflächen besitzen. Gütemerkmale von Lüftungskanälen umfassen die Schalldämpfung, den Brand- sowie den Wärmeschutz. Der Schallschutz in Lüftungsanlagen unterteilt sich entsprechend der Entstehung in Maßnahmen zur Dämpfung von Körper- und Luftschall. Zur Reduzierung von Maschinengeräuschen (Ventilatoren, Stellantriebe) oder von Körperschall werden Anlagenteile und Komponenten mittels elastischer Materialien zur Schwingungsisolierung 25

38 voneinander mechanische entkoppelt. Luftschall entsteht durch Reibung der strömenden Luft im Kanal und wird unter Verwendung von Schalldämpfern gemindert. Überwiegend werden dabei Absorptionsschalldämpfer, die eine Auskleidung mit schallabsorbierenden porösen Materialien besitzen, und Resonanzschalldämpfer mit einer inneren Membran genutzt. Der Brandschutz beinhaltet Maßnahmen zur Vermeidung von Brandentstehung und zur Verhinderung einer Weiterverbreitung von Feuer und Rauchgasen über das Lüftungskanalnetz. Zu diesem Zweck werden Brandschutzklappen als Absperrvorrichtung in und feuerfeste Ummantelungen um den Leitungen eines Luftverteilungssystems eingesetzt. Der Wärmeschutz ist vor allem für, außerhalb der thermischen Gebäudehülle liegende, Lüftungskanäle von Bedeutung. Die Wärmedämmung zur Verminderung von Wärme- oder Kälteverlusten sowie zur Vermeidung von Kondenswasserbildung auf den Kanalinnenflächen besteht im Allgemeinen aus einer Mineralfaserdämmung, die auch den Anforderungen des Brandschutzes genügt. Luftführungssystem (Verteilung) Die Art der Luftverteilung im Raum ist vom jeweiligen Anforderungsprofil des Hallengebäudes hinsichtlich Raumluftqualität, Raumlufttemperatur, Zuluftgeschwindigkeit (Vermeidung von Zugerscheinungen) oder Schallschutz abhängig. Eine Anpassung der Luftverteilung in einer Halle erfolgt hierbei durch die Art und Position von Zuluftauslässen und Abluftöffnungen sowie der Regelung von Geschwindigkeit, Temperatur und Strömungsrichtung des Zuluftvolumenstroms. Eine Standard-Variante der Luftführung in Industriehallen stellt die Mischlüftung dar. Der Zuluftstrom dringt abhängig von der Ausblasgeschwindigkeit und der Zulufttemperatur unterschiedlich tief in den Halle ein, so dass sich eine homogene Durchmischung mit der Raumluft ergibt. Die Luftzufuhr kann von oben oder der Seite erfolgen. Die Verdrängungslüftung ist durch eine gleichmäßige Durchströmung des Raumes ohne Mischung von Zuluft und Raumluft zwischen zwei gegenüberliegenden Rauminnenflächen gekennzeichnet. Quelllüftung bzw. Schichtlüftung erfolgt durch eine impulsarme Luftzufuhr in den Aufenthaltsbereich einer Halle über Bodenoder seitliche Zuluftauslässe, wobei infolge einer Erwärmung der Luft an Maschinen oder Personen ein thermischer Auftrieb entsteht mit dem auch Verunreinigungen aus dem Aufenthaltsbereich in höhere Luftschichten einer Halle getragen und mit der Abluft abgesaugt werden. Luftdurchlässe stehen in unterschiedlichen Bauarten als Zu- und Abluftgitter, Deckenluftverteiler, Düsenluftauslässe, Drallauslässe und als Schlitzauslässe zur Verfügung Beleuchtungstechnik Die nachfolgenden theoretischen Betrachtungen zur Beleuchtungstechnik für hallenartige Gebäude basieren auf einer im Rahmen dieses Vorhabens durchgeführten Literaturrecherche, anhand dessen ein Überblick über den derzeitigen technischen Stand der Hallenbeleuchtung gegeben werden soll [Gan_1992, Ris_2003, Tri_2007, Pis_2007]. Infolge der Bestrebungen zur Steigerung der Energieeffizienz von Nichtwohngebäuden gewann auch die Beleuchtungstechnik als Element der Gebäudetechnik von Hallen in der Vergangenheit immer stärker an Bedeutung. Nicht zuletzt auch durch den Einsatz effizienterer Heizsysteme oder Maschinen stieg der Anteil des Energieverbrauchs für die Beleuchtung am Gesamtenergieverbrauch von Hallen stetig an. Neben Energieeffizienz und 26

39 Kosteneinsparung sind bei der Neuplanung oder Sanierung von Hallen- Beleuchtungsanlagen jedoch auch bestimmte Gütemerkmale der Beleuchtung sowie spezielle Anforderungen durch die jeweilige Sehaufgabe oder Sicherheitskriterien zu berücksichtigen. Dabei variieren die Anforderungen abhängig von der spezifischen Sehaufgabe in Industrie-, Gewerbe- oder Sporthallen sehr stark, wobei sowohl die psychischen als auch die physischen Auswirkungen auf den Menschen zu berücksichtigen sind. Gütemerkmale Ein nicht unwesentliches Gütemerkmal von Beleuchtungsanlagen ist die Beleuchtungsstärke, da bei sportlichen Aktivitäten oder Tätigkeiten im industriellen bzw. gewerblichen Umfeld die Informationsaufnahme des Menschen zu einem Großteil über das Sehen erfolgt. Hinsichtlich der Beleuchtungsstärke müssen daher in Abhängigkeit von der Sehaufgabe entsprechende Beleuchtungsniveaus eingehalten werden. Die jeweils geforderte Beleuchtungsstärke kann dabei zwischen 50 lx, z.b. für Verkehrsflächen oder Lager- bzw. Geräteräume, über 600 lx für Wettkampfsituationen in Sporthallen und bis zu 1500 lx für Tätigkeiten mit Feinmechanik oder Elektronik betragen. Zudem ist abhängig von der örtlichen Lage bzw. Neigung des Arbeitsplatzes neben der horizontalen auch die vertikale Beleuchtungsstärke zu berücksichtigen. Die Leuchtdichteverteilung als Gütemerkmal für Beleuchtungsanlagen und Einflussfaktor für die Sehleistung am Arbeitsplatz, beeinflusst neben der Kontrastempfindlichkeit auch weitere Augenfunktionen. Hohe Leuchtdichteunterschiede mit starken Helligkeitsunterschieden können Blendung verursachen und führen beispielsweise zu ständigen Veränderungen der Adaption des Auges und somit zu Ermüdungserscheinungen. Aber auch zu niedrige Leuchtdichteunterschiede sind als kritisch anzusehen, da der Arbeitsplatz vom Menschen hierdurch als monoton und wenig anregend empfunden wird. Um optimale Sehbedingungen zu gewährleisten ist daher auf eine gleichmäßige Verteilung der Leuchtdichte zu achten, wobei zwischen räumlicher und zeitlicher Gleichmäßigkeit unterschieden wird. Die räumliche Gleichmäßigkeit beschreibt unter anderem Leuchtdichteunterschiede zwischen der Arbeitsfläche und der näheren Umgebung bzw. den raumbegrenzenden Flächen. Unter zeitlicher Gleichmäßigkeit wird im Allgemeinen die Vermeidung von Flimmern oder stroboskopischen Effekten verstanden. Stroboskopeffekte beeinträchtigen die menschliche Sehleistung in beträchtlichem Maße, wobei die Bewegung rotierender Maschinenelemente oder sich bewegender Menschen nicht mehr eindeutig erkennbar sind. Derartige Effekte werden bei der Nutzung von Entladungslampen jedoch standardmäßig durch den Einsatz von elektronischen Vorschaltgeräten vermieden. Überdies muss bei der Beleuchtung von Hallen auch der Aspekt der Blendung als unangenehmer Sehzustand in die notwendigen Betrachtungen einbezogen werden, der durch eine ungünstige Leuchtdichteverteilung oder zu hohe Kontraste hervorgerufen wird. Dies betrifft im Allgemeinen besonders helle Flächen oder zu große Leuchtdichteunterschiede im Gesichtsfeld des jeweiligen Betrachters. Jedoch ist die Auswirkung der Blendung auch vom Sehwinkel zur Blendquelle abhängig. Man differenziert zwischen zwei grundlegenden Varianten von Blendung. Die physiologische Blendung bedingt eine Herabsetzung des tatsächlichen Sehvermögens, was sich messtechnisch belegen lässt. Wogegen die psychologische Blendung als störende Empfindung oder 27

40 zumeist als unangenehmes Gefühl wahrgenommen wird. Betrachtet man die Ursache von Sehstörungen durch Blendung wird im Gebäudebereich wiederum zwischen Direkt- und Reflexblendung unterschieden. Direktblendung kann unmittelbar durch industrielle Prozesse wie Schweißen jedoch auch von Lampen, Leuchten oder strahlenden Decken ausgehen. Bei der Reflexblendung hingegen entstehen störende Einflüsse infolge von Reflexionen auf spiegelnden oder anderen stark lichtreflektierenden Oberflächen. Ein weiteres Gütemerkmal der Hallenbeleuchtung, insbesondere bei industriellen Tätigkeitsbereichen, erfasst die Lichtrichtung und somit die Wirkung von Schatten am jeweiligen Arbeitsplatz. Dabei ist zu beachten, dass stark gerichtetes Licht zumeist einen ungünstigen Schattenwurf hervorruft, wodurch das Erkennen von Objekten oder Oberflächen beeinträchtigt wird. Jedoch wirkt sich auch eine diffuse Beleuchtung negativ auf das Sehen aus, so dass in der Praxis eine dem Arbeitsplatz angepasste Schattigkeit angestrebt wird. Bei spezifischen Fertigungs- oder Produktionsprozessen kann die Farbwahrnehmung ein wichtiges Kriterium darstellen, da auch die Farbwiedergabe die Sehleistung des Menschen beeinflusst. Dies ist beispielsweise für das Erkennen von Sicherheitsfarben oder -zeichen von besonderer Bedeutung, weshalb bei der Nutzung von künstlichen Beleuchtungsanlagen oftmals eine Farbwahrnehmung ähnlich dem natürlichem Tageslicht angestrebt wird. Die Lichtstrahlung bzw. die Lichtfarbe der verschiedenen Lampenarten weist jedoch aufgrund des jeweiligen Aufbaus und Funktionsprinzips eine unterschiedliche spektrale Zusammensetzung auf, was bei gleicher Lichtfarbe zu einer differenten Farbwiedergabe führt. Diesbezüglich ist bei der Auswahl von Lampen nicht nur die Lichtfarbe bzw. Farbtemperatur sondern auch der Farbwiedergabeindex entscheidend. Energieeffizienz und Kosteneinsparung Nicht minder wichtige Kriterien für das Beleuchtungskonzept von Hallen sind Energieeffizienz und das Erreichen möglichst geringer Kosten bezüglich Planung, Aufbau und Betrieb. Um diesbezüglich ein Maximum an Energie einzusparen und die Betriebskosten effektiv zu senken, wird zumeist eine größtmögliche Tageslichtnutzung in Hallen angestrebt. Jedoch ist dieses nicht uneingeschränkt möglich, weshalb künstliche Beleuchtungsanlagen unabdingbar sind. Ein integraler Bestandteil bei Planung und Aufbau von Beleuchtungsanlagen sind neben der anforderungsgerechten Anlagenkonzeption auch die Auswahl energieeffizienter Lampen und weiterer Betriebsmittel, die Verwendung möglichst einheitlicher Leuchten sowie eines kostengünstigen Montage- oder Verdrahtungssystems. Entscheidungskriterien für die Wahl geeigneter Lampen und Leuchten sind neben den bereits genannten Faktoren ein möglichst hoher Lichtstrom bzw. eine größtmögliche Lichtausbeute, hohe Leuchten-Wirkungsgrade und eine lange Lebensdauer. Das Beleuchtungskonzept beeinflusst dabei auch den Aufwand für die regelmäßige Wartung der Anlage bzw. die notwendigen Wartungsintervalle im Verlauf der Anlagenbetriebsdauer. Abhängig von den örtlichen Gegebenheiten und den Produkteigenschaften sind Lampen und Leuchten Alterungsprozessen unterworfen und verschmutzen im Laufe der Betriebszeit. Dies führt zu einem Rückgang des Lichtstromes und somit zu einer Verminderung von Beleuchtungsstärke und Leuchtdichte einer Beleuchtungsanlage. Ein weiterer Ansatzpunkt zur Reduzierung von Energieverbrauch und Betriebskosten von Beleuchtungsanlagen ist der Einsatz von Elementen der Regelungs- und Steuerungstechnik 28

41 als Bestandteil eines intelligenten Gebäudemanagements. Hierbei bietet sich die Möglichkeit die gesamte Beleuchtung eines Gebäudes abhängig von der Tageslichtversorgung oder der Nutzung automatisiert und energieeffizient zu steuern. Dabei beinhaltet ein modernes Beleuchtungskonzept auch Optionen die Beleuchtung für einzelne Zonen oder Bereiche separat zu steuern oder die Lichtsteuerung manuell zu bedienen. Große Potentiale zur Energieeinsparung im Bereich der Beleuchtungstechnik sind in Bestandsgebäuden oder älteren Hallen vorhanden, in denen veraltete Beleuchtungskonzepte betrieben und ineffiziente Lampen bzw. Leuchten weiterhin genutzt werden. Eine komplette Hallensanierung oder die Umrüstung auf energieeffiziente Beleuchtungssysteme ist jedoch nicht immer ohne weiteres umsetzbar. Hier eröffnet bereits der Austausch von Lampen wie der Wechsel von Leuchtstofflampen T8 mit konventionellen Vorschaltgeräten zu effizienteren Leuchtstofflampen T5 mit elektronischen Vorschaltgeräten oder das Auswechseln von Quecksilberdampf-Hochdrucklampen gegen Halogen- Metalldampflampen große Energieeinsparmöglichkeiten Tageslichtnutzung Aufgrund von Bestrebungen zur Energieeinsparung sowie der positiven Wirkung auf den Menschen und den sehr guten Farbwiedergabeeigenschaften natürlichen Lichts wird in der modernen Hallenarchitektur eine möglichst hohe Tageslichtversorgung angestrebt. Der Grad der Tageslichtnutzung wird jedoch durch die Anzahl, Größe und Anordnung der Tageslichtöffnungen in der Gebäudehülle sowie von den geometrischen Abmessungen der Halle bestimmt. Einschränkungen in der Tageslichtnutzung ergeben sich durch die natürliche Schwankung der Tageslichtversorgung im Tagesverlauf hinsichtlich der Intensität bzw. Höhe der Beleuchtungsstärke, dem Einfallswinkel der Solarstrahlung oder auch der Lichtfarbe. Darüber hinaus sind bei der Tageslichtnutzung der Aspekt der Blendung sowie eine mögliche Hallenüberhitzung im Sommer durch die Wärmestrahlung im Sonnenlicht zu berücksichtigen. Dies bedingt die Notwendigkeit eines Sonnen- bzw. Blendschutzes, welcher einerseits der Blendungsbegrenzung dient und andererseits zur Reduzierung der Raum- Kühllast beiträgt. Abhängig von der Gebäudeart und Baukonstruktion einer Halle sowie der Umgebung resultieren unterschiedliche Arten Tageslicht im Innenraum nutzbar zu machen. Abbildung 1-16: Tageslichtnutzung für Hallen am Beispiel einer Halle mit Flachdach und Fenster- Lichtbändern (a), mit Flachdach (Attikarand) und Lichtkuppeln (b), mit Satteldach und Dach- Oberlichtbändern (c) sowie mit einem Sheddach und Tageslichtelementen (d) Eine Variante für die Tageslichtversorgung von Hallen sind Fenster oder Seiten- bzw. Fensterlichtbänder. Öffnungen in der Wand bedingen jedoch den Nachteil, dass das eindringende Tageslicht vorwiegend in Fensternähe jedoch nicht in der Tiefe des Raumes oder der Raummitte verfügbar ist, wodurch keine gleichmäßige Tageslichtverteilung in der 29

42 Halle gewährleistet werden kann. Zudem ist der Lichteinfall in die Halle durch Fenster von der Himmelsrichtung abhängig. Des Weiteren kann auch die umgebende Bebauung bei räumlicher Nähe und bedingt durch die Bauwerkshöhe einen negativen Einflussfaktor auf die Tageslichtversorgung durch Fenster darstellen. Ein Problem bei der Tageslichtnutzung mittels Fenster ist der störende Einfluss durch Blendung und eine Erwärmung des Raumes in Fensternähe. Um dieser Problematik zu begegnen, werden in der Praxis lichtlenkende Systeme in Form von Spiegellamellen oder Prismen zur Umlenkung des eintreffenden Tageslichts und Begrenzung von Blendung eingesetzt. Weitere, praktisch genutzte, Möglichkeiten zur Tageslichtnutzung in Hallen bieten Dach- Oberlichter in Form von Lichtkuppeln oder Dach-Lichtbändern, welche eine gute Gleichmäßigkeit der Tageslichtversorgung in hohen Räumen oder Hallen ermöglichen. Aufgrund des niedrigen Flächengewichts wird für Dach-Oberlichter meist Acryl- oder Polykarbonat-Kunststoffglas eingesetzt, welches überdies witterungsbeständig ist sowie eine begrenzte Schlagfestigkeit besitzt. Die lichttechnischen Eigenschaften der verwendeten Kunststoffgläser werden durch Einfärben zugunsten einer erhöhten Lichtstreuung und zur Vermeidung von Blendung verändert, wobei der Durchlassgrad für die sichtbaren Anteile des Lichtspektrums in einem Bereich von 60 bis 70 % liegt. Hinsichtlich eines besseren Wärmeschutzes empfehlen sich bei der Verwendung von Lichtkuppeln mindestens zweioder mehrschalige Kuppelelemente. Dennoch besteht der Nachteil höherer Wärmedurchgangskoeffizienten der Kunststoffgläser im Vergleich zu einer modernen Isolieroder Wärmeschutzverglasung und somit eines verringerten sommerlichen wie winterlichen Wärmeschutzes des Daches. Daraus folgen für Hallen mit großen Dach-Oberlichtflächen eine starke Erwärmung der operativen Raumlufttemperatur im Sommer und eine Überhitzung der Halle, jedoch auch eines höheren Transmissionswärmeverlustes im Winter. Die Form von Lichtkuppeln oder den Elementen von Oberlichtbändern ist meist gewölbt, was den Aufwand für Reinigungsarbeiten verringert. Ein Vorteil von Oberlichtern ist die mögliche Nutzung der natürlichen oder konvektiven Lüftung sowie die Nutzung als Rauch- und Wärmeabzugsanlage für den Brandfall. Die Dächer von Industrie-, Produktions- oder gewerblich genutzten Hallen wurden in der Vergangenheit oftmals als Sheddach-Konstruktionen aufgebaut. Diese Dachkonstruktion ist im Wesentlichen durch mehrere aneinander gereihte Pult- oder Satteldachelemente gekennzeichnet. Auf der Dachseite mit senkrechten Elementen wurden Lichtbänder eingefügt, wodurch eine gute Tageslichtversorgung mit einer hohen Gleichmäßigkeit erreicht wurde. Da sich die Lichtbänder zumeist auf der nach Norden gerichteten Dachseite befinden, wird eine Blendung oder Überhitzung auch ohne den Einsatz eines Blend- oder Sonnenschutzes vermieden Künstliche Beleuchtung Beleuchtungsanlagen von Hallen dienen im Idealfall einer Ergänzung zur Tageslichtbeleuchtung. Schwankungen im Tageslichtangebot und die variable Nutzung von Hallen im industriellen Bereich mit Tages- und Schichtbetrieb oder Sporthallen mit wechselnden Schulsport-, Trainings- bzw. Wettkampfveranstaltung erfordern spezifisch angepasste Beleuchtungskonzepte. Die diesbezügliche Planung der künstlichen Hallenbeleuchtung beinhaltet daher eine Berücksichtigung des Tageslichtnutzungsgrades, des individuellen Hallennutzungsprofils oder der charakteristischen Anordnung bzw. 30

43 Anforderungen der jeweiligen Arbeitsplätze. Dabei weisen gerade Arbeitsplätze im industriellen Umfeld aufgrund der teilweise gleichzeitig auszuführenden Tätigkeiten und vielfältigen Sehaufgaben sehr komplexe Anforderungen an die Beleuchtungstechnik auf. Potentielle Gefahrenstellen wie Maschinenarbeitsplätze sind immer ausreichend gut zu beleuchten. Dies beeinflusst unter anderem auch die Farbwahl für die raumbegrenzenden Innenflächen, wobei möglichst helle Farben für Decken und Wände zu wählen sind. Weitere Einflussparameter wie die Raumhöhe resultieren aus der Hallengeometrie. Sporthallen erfordern variabel anzupassende Beleuchtungsanlagen bzw. -konzepte, da sich das Anforderungsprofil nach der jeweils ausgeübten Sportart richtet und eine Einteilung in Beleuchtungsklassen abhängig von Trainings- oder Wettkampfniveaus zu beachten ist. Generell wird bei der Planung von Beleuchtungsanlagen ein ausgewogenes Verhältnis zwischen verschiedenen Beleuchtungsarten angestrebt. Eine alleinige Tageslichtbeleuchtung ist angesichts der vorwiegend vorhandenen Hallennutzungsprofile oder Hallengeometrien sowie eines schwankenden Tageslichtangebots nicht ausreichend. Werden Hallen jedoch hauptsächlich während der Tageszeit genutzt, wird meist eine tageslichtergänzende Beleuchtung eingesetzt, die durch künstliches Licht lediglich eine gleichmäßige Beleuchtung in mit Tageslicht unterversorgten Bereichen einer Halle sicherstellt. Das Konzept einer reinen Allgemeinbeleuchtung und die hierbei projektierte minimale Beleuchtungsstärke orientieren sich an den höchsten Beleuchtungsanforderungen in einer Halle. Auf diese Weise wird auch in großen Hallen eine gleichmäßige Leuchtdichteverteilung geschaffen und eine flexible Nutzung oder Gestaltung der Halle ermöglicht. Die arbeitsplatzorientierte Allgemeinbeleuchtung wird hingegen durch die Anordnung der Leuchten mit einer Ausrichtung auf feste Arbeitsplätze realisiert. Dies soll ein optimales Sehen am Arbeitsplatz ermöglichen, geht jedoch zu Lasten einer flexiblen Nutzung einer Halle. Einzelplatz- bzw. Arbeitsplatzbeleuchtungen werden an die spezielle Sehaufgabe sowie den Anforderungen eines Arbeitsplatzes angepasst und sind so als Ergänzung zur Allgemeinbeleuchtung vorgesehen. Lampen Lampen als künstliche Lichtquellen wandeln elektrischen Strom in sichtbares Licht, geben dabei abhängig von der Lampenart aber auch UV- und Wärmestrahlung ab. Das Einsatzspektrum der verschiedenen Lampenarten wird durch die jeweiligen Eigenschaften wie Lichtausbeute, Lichtfarbe und Farbwiedergabe begrenzt. Man unterscheidet grundsätzlich zwischen Temperaturstrahlern, Entladungslampen und Leuchtmitteln auf Grundlage von Elektrolumineszenz in Festkörpern (LED). Im Bereich der Hallenbeleuchtung werden derzeit noch vorwiegend Niederdruck- oder Hochdruck-Entladungslampen eingesetzt. Mit einem Fortschreiten der Produktentwicklungen im Segment der LED-Technik, welche der Technologie von Entladungslampen hinsichtlich Energieeffizienz und Lebensdauer überlegen ist, ist zukünftig verstärkt mit dem Einsatz von LED- Lichtbandsystemen oder LED Strahlern in Hallen zu rechnen. Temperaturstrahler in Form von Halogenglühlampen werden wegen der nur relativ geringen Lichtausbeute und einer hohen Wärmeabstrahlung in Hallen nur in begrenztem Maße für die Zusatzbeleuchtung an Maschinen oder zur Arbeitsplatzbeleuchtung genutzt. Ein Vorteil von Halogenlampen sind die sofortige Lichtstromabgabe nach dem Einschalten und die Möglichkeit des uneingeschränkten Dimmens. 31

44 Die Lichterzeugung in Entladungslampen basiert auf Entladungsvorgängen in, in einem Entladungsgefäß eingeschlossenen, ionisierten Gasen bzw. Edelgasen. Die emittierte elektromagnetische Strahlung von Entladungslampen enthält abhängig von der verwendeten Gaszusammensetzung neben dem gewünschten sichtbaren Licht mit unterschiedlichen Lichtfarben auch Anteile im UV-Bereich, welche durch eine Beschichtung auf der Gefäßinnenseite in sichtbares Licht umgewandelt werden. Wenngleich das Funktionsprinzip aller Entladungslampen identisch ist, bestehen aufgrund der unterschiedlich hohen Dampfdrücke Unterschiede im Aufbau der Lampen. Physikalisch bedingt benötigen Entladungslampen bis zum Erreichen der vollen Lichtstromabgabe, einen als Anlaufzeit bezeichneten Zeitraum, von mehreren Minuten. Niederdruck-Entladungslampen arbeiten mit niedrigen Drücken von etwa 10-5 bar und bestehen im Grundsatz aus einem mit Gas gefüllten Glasrohr, welches an den Enden mit Elektroden verschmolzen ist. Für den Betrieb von Niederdruck-Entladungslampen werden sowohl ein Vorschaltgerät als auch ein Starter benötigt. Während der Starter zur Erzeugung der für die Zündung notwendigen Spannung eingesetzt wird, dient das Vorschaltgerät zur Strombegrenzung, da die Entladungslampe durch einen ansteigenden Strom infolge einer zunehmenden Leitfähigkeit im Gas zerstört werden würde. In der Vergangenheit wurden vorwiegend induktive Vorschaltgeräte, wie kommerzielle Vorschaltgeräte (KVG) oder verlustarme Vorschaltgeräte (VVG), verwendet. Diese bestehen in ihrem Grundaufbau aus einem mit Kupferdraht umwickelten Eisenkern und besitzen eine hohe Verlustleistung. Anlagen mit induktiven Vorschaltgeräten belasten das Energieversorgungsnetz durch einen erhöhten Anteil an Blindleistung, weshalb Blindstrom-Kompensations-Kondensatoren zu empfehlen und ab einer bestimmten Grenze der Systemleistung Kompensationsanlagen vorgeschrieben sind. Überdies muss in älteren Anlagen zur Einhaltung von Vorschriften zur elektromagnetischen Verträglichkeit eine Funkentstörung zur Filterung von Störspannungen durch Funkentstörkondensatoren vorgesehen werden. Elektronische Vorschaltgeräte (EVG) ermöglichen im Gegensatz zu den induktiven Vorschaltgeräten eine höhere Lichtausbeute bei geringerer Leistungsaufnahme und somit eine verbesserte Wirtschaftlichkeit. Einen erheblichen Beitrag zur Verlängerung der Lampenlebensdauer leisten elektronische Vorschaltgeräte durch ein Vorheizen der Elektroden, was ein als Warmstart bezeichnetes Startverfahren für Entladungslampen darstellt. Quecksilberdampf-Niederdrucklampen, auch als Leuchtstofflampen bezeichnet, emittieren Licht bei relativ niedriger Leuchtdichte jedoch mit einer hohen Lichtausbeute. Auch aufgrund ihrer langen Lebensdauer und den guten Farbwiedergabeeigenschaften sind sie prinzipiell vielseitig einsetzbar. Aus der historischen Entwicklung heraus werden heute noch immer viele Hallenbeleuchtungsanlagen mit veralteten Leuchtstofflampen vom Typ T8 mit einem Lampendurchmesser von 26 mm betrieben. Bei der Planung von neuen oder der Sanierung von alten Beleuchtungsanlagen für Industrie- und Sporthallen werden veraltete Leuchtstofflampen durch T5-Lampen mit 16 mm Lampendurchmesser ersetzt, welche bei einer verringerten Lampengröße eine höhere Lichtausbeute und einen insgesamt höheren Wirkungsgrad erreicht. Neben der gesteigerten Energieeffizienz, die ebenso aus der erforderlichen Nutzung von elektronischen Vorschaltgeräten resultiert, werden die Betriebskosten zudem durch einen geringeren Lichtstromrückgang über die Betriebsdauer der Lampen gesenkt. 32

45 Hochdruck-Entladungslampen werden nach Zusammensetzung des verwendeten Gases in Quecksilberdampf- und Natriumdampf-Hochdrucklampen sowie Halogen- Metalldampflampen gruppiert. Aufgrund des hohen Druckes von bis zu 10 bar besitzt das Entladungsgefäß eine kleine Bauform. Die Leuchtdichte ist hingegen höher als bei Niederdruck-Entladungslampen. Dabei gilt hinsichtlich des aktuellen Standes der Technik von Hochdruck-Entladungslampen der allgemeine Grundsatz, dass eine hohe Lichtausbeute eine geringe Farbwiedergabe bedingt, jedoch eine geringe Lichtausbeute eine hohe Farbwiedergabe ermöglicht. Des Weiteren ist bei der Planung und dem Betrieb von Hochdruck-Entladungslampen infolge des hohen Dampfdruckes eine ausreichende Abkühlund Wiederzündzeit zu beachten, was das Wiedereinschalten einer Beleuchtungsanlage nach einer Netzunterbrechung negativ beeinflusst. Der Betrieb bedingt überdies den Einsatz von Vorschalt- und zusätzlichen Zündgeräten. Die technische Weiterentwicklung hin zu elektronischen Vorschalt- und Zündgeräten hat indes auch eine schnelle Wiederzündung von Hochdruck-Entladungslampen im heißen Zustand ermöglicht. Quecksilberdampf- Hochdrucklampen sind durch eine hohe Lichtausbeute und eine lange Lebensdauer gekennzeichnet, sind jedoch auch nur für Anwendungsfälle mit geringen Ansprüchen an Lichtfarbe und Farbwiedergabe geeignet. Wie alle Entladungslampen benötigen Quecksilberdampf-Hochdrucklampen Vorschaltgeräte zur Strombegrenzung. Der Zündmechanismus bedarf dagegen wegen der nur geringeren erforderlichen Zündspannungen keines Zündgerätes. Infolge einer fortschreitenden technischen Entwicklung wurden Quecksilberdampf-Hochdrucklampen zunehmend durch wirtschaftlichere Halogen-Metalldampflampen verdrängt und sind nur noch in Bestandsanlagen anzutreffen. Halogen-Metalldampflampen deren Gaszusammensetzung aus Quecksilber und Metallhalogeniden besteht, besitzen eine gesteigerte Lichtausbeute und erreichen höhere Leuchtdichten. Hierdurch können hohe Ansprüche an die Güte der Beleuchtung erfüllt, im Gegenzug aber auch der Einsatz bei gehobenen Anforderungen an die Farbwiedergabe mit einer verminderten Lichtausbeute ermöglicht werden. Das ausgesandte Licht einiger Lampentypen dieser Bauart kann überdies erhöhte UV-Anteile besitzen, weshalb diese in geschlossenen Leuchten mit spezifischen Anforderungen an den UV-Schutz eingebaut werden müssen. Im Vergleich zu Quecksilberdampf-Hochdrucklampen ist wegen der höheren Zündspannung ein Zündgerät notwendig. Die Strombegrenzung erfolgt durch energieeffiziente, elektronische Vorschaltgeräte. In Hallenbeleuchtungsanlagen eingesetzte Natriumdampf-Hochdrucklampen charakterisieren sich durch eine sehr hohe Lichtausbeute und eignen sich daher besonders für den Einsatz in hohen Hallen, in denen keine oder nur sehr geringe Anforderungen an die Farberkennung gestellt werden. Die Lichterzeugung durch lichtemittierende Dioden (LED) basiert auf einem als Elektrolumineszenz in Festkörpern bezeichneten physikalischen Vorgang. Durch Anlegen einer elektrischen Gleichspannung an einem, aus mehreren Schichten bestehenden, halbleitenden Materials und Entstehen eines elektrischen Feldes wird in der aktiven Schicht einer LED Licht erzeugt. Die Lichtfarbe wird dabei von der Art des Halbleitermaterials bestimmt. Der große Vorteil von LEDs ist die direkte Umwandlung des elektrischen Stromes in Licht, wobei im Lichtspektrum von LEDs keine UV- oder Wärmestrahlungsanteile enthalten sind. Weitere positive Eigenschaften sind eine geringe Leistungsaufnahme sowie Wärmeentwicklung, eine sehr lange Lebensdauer und eine relativ hohe Lichtausbeute. Desweiteren besitzen LEDs eine kleine Bauform und hohe Widerstandsfähigkeit gegen mechanische Beanspruchungen. Wenngleich die Betriebs- und Wartungskosten von LEDs sehr gering sind, müssen im Vergleich zu Entladungslampen höhere Investitionskosten für 33

46 die Installation einer Hallenbeleuchtungsanlage kalkuliert werden. Die derzeit verfügbaren Möglichkeiten zum Zwecke der Beleuchtung von Hallen durch LED-Technik reichen von Hallenstrahlern bis hin zu Lichtbändern. Leuchten Als Gerät zur Aufnahme von Lampen beeinflussen Leuchten die Gütemerkmale einer Beleuchtungsanlage in erheblichem Maße. Leuchten dienen dabei nicht nur der Herstellung der elektrischen Verbindung zum Energieversorgungsnetz sondern auch der Gewährleistung sicherheitstechnischer Anforderungen. Lichttechnische Eigenschaften einer Leuchte, wie die Lichtstrom-, Lichtstärke- oder Leuchtdichteverteilung werden von der Bauart und der spezifischen Verwendung von reflektierenden, transparenten oder lichtlenkenden Materialien bestimmt. Für Hallen mit großen Raumhöhen kommen zum Beispiel spezielle Hallen- Reflektorleuchten zum Einsatz, die sowohl für Leuchtstoff- als auch für Hochdruck- Entladungslampen erhältlich sind. Abhängig von der Höhe der Halle und den geforderten lichttechnischen Eigenschaften der Reflektorleuchten werden verschiedene Reflektoren- Geometrien, wie Parabol- oder Ellipsoidspiegel, sowie Spiegelraster oder Lamellen eingesetzt. Diese Raster oder Spiegeloptiken verändern gezielt die Form der Lichtverteilungskurve sowie die Streuung oder Lenkung des künstlich erzeugten Lichts und dienen der Vermeidung von Direktblendung und der Erhöhung des Leuchtenwirkungsgrades. In Hallen mit Raumhöhen von bis zu 4 m werden meist breitstrahlende Wannen- oder Rasterleuchten in Lichtbandanordnung oder Reflektorleuchten mit weißen Reflektoren oder Spiegelreflektoren für Leuchtstofflampen eingesetzt, die eine gleichmäßige Lichtverteilung gewährleisten. Wannenleuchten für Leuchtstofflampen mit weißen Reflektoren werden für eine vorwiegend diffuse Beleuchtung genutzt, bieten aber kaum Möglichkeiten zur Lichtlenkung. Wird eine gezielte Lichtlenkung angestrebt, werden Leuchten mit Prismenwannen sowie zusätzlichen Spiegelreflektoren verwendet. Rasterleuchten für Leuchtstofflampen mit weißen Lamellenrastern dienen einer gleichförmigen Lichtverteilung. Eine andere Bauart von Rasterleuchten besitzt Spiegelraster mit unterschiedlichen Rasterformen für eine höhere Blendungsbegrenzung und zur Realisierung von breit-, schrägoder tiefstrahlenden Leuchtencharakteristiken. Die Installation der Leuchten wird in Form von Lichtbändern als Deckenmontage oder durch das Abhängen an Pendeln ausgeführt. Die Anordnung der Lichtbänder erfolgt parallel zur Längsachse von Hallen. Für Hallenhöhen von 4 bis ca. 8 m werden sowohl Leuchten mit Leuchtstofflampen als auch Reflektorleuchten mit Lamellenraster für Hochdruck-Entladungslampen verwendet. Abhängig von der Raumhöhe und den Anforderung an die Gleichmäßigkeit der Lichtverteilung erfolgt die Auswahl von Leuchten mit breit- bzw. tiefstrahlender oder asymmetrischer Lichtverteilungskurve und einer gleichmäßigen Verteilung der Leuchten selbst. Ist eine variable Hallenunterteilung vorgesehen, wie beispielsweise bei der flexibel nutzbaren Dreifeld-Sporthalle der Fall ist, sind die Leuchten der Beleuchtungsanlage den Hallenabschnitten entsprechend symmetrisch anzuordnen. Hohe Hallen mit Raumhöhen über 8 m werden aus wirtschaftlichen Gesichtspunkten mit Spiegelreflektorleuchten für Hochdruckentladungslampen und mit rotationssymmetrischer Lichtverteilungskurve beleuchtet, da diese eine höhere Lichtausbeute erreichen. Feuchtraum- oder Explosionsschutzleuchten bestehen, zum Schutz gegen Staub, Feuchtigkeit oder aggressive 34

47 bzw. explosive Dämpfe, aus schlagfesten Wannen mit Schutzgläsern und werden im Allgemeinen mit Leuchtstofflampen betrieben Gebäudeautomation Die folgenden theoretischen Betrachtungen zur Gebäudeautomationstechnik für hallenartige Gebäude basieren auf einer im Rahmen dieses Vorhabens durchgeführten Literaturrecherche, anhand dessen ein Überblick über den derzeitigen technischen Stand der Gebäudeautomation gegeben werden soll [APB_2004, BMU_2010, BMU_1997, Büc_2008, Grö_2002, Grö_2004, Mer_2007, Sto_2003]. Der energieeffiziente und wirtschaftliche Betrieb einer Produktions-, Gewerbe- oder Sporthalle ist neben der energetischen Qualität der Gebäudehülle nicht zuletzt auch von der Effizienz der Gebäudetechnik und deren Nutzung abhängig, wobei der Gebäudeautomation eine Schlüsselposition zukommt. Zum einen sollen durch eine hohe Flexibilität des Gebäudeautomationssystems die Energie- und damit auch die Betriebskosten gesenkt und zum anderen aus Gründen des Klimaschutzes ein umwelt- bzw. ressourcenschonender Betrieb der Gebäudesystemtechnik sichergestellt werden. Dies alles hat dabei unter dem Gesichtspunkt einer mindestens gleichbleibenden oder gesteigerten Nutzungsqualität und Sicherheit des Gebäudes zu erfolgen und soll darüber hinaus unterschiedliche Nutzungsszenarien zulassen. Des Weiteren muss ein Gebäudeautomationssystem so aufgebaut werden, dass es einen optimalen und störungsfreien Betrieb und auch das Zusammenwirken aller gebäudetechnischen Anlagen ermöglicht (siehe Abbildung 1-17). Dabei stellen der technologische Fortschritt und die stetig steigende Komplexität der gebäudetechnischen Systeme immer höhere Anforderungen an die Gebäudeautomation. Eine Erweiterung des Funktionsumfanges der heutigen Automatisierungstechnik und der Einsatz von verteilten Automationsnetzwerken konnten jedoch erst durch Fortschritte in der Mikroprozessortechnik und durch Kombination mit der modernen Kommunikationstechnik umgesetzt werden. Abbildung 1-17: Auf Gewerke bezogener Funktionsumfang eines Gebäudeautomationssystems 35

48 Um den umfangreichen Anforderungen beim Betrieb gebäudetechnischer Anlagen in Hallengebäuden gerecht zu werden und die vorhandenen Energiesparpotentiale auszuschöpfen, werden Gebäudeautomationssysteme hierarchisch aufgebaut und verschiedene Funktionen auf einzelne Ebenen verteilt. Da es jedoch in der Praxis oftmals vorkommt, dass Geräte und Systemkomponenten unterschiedlicher Hersteller zum Einsatz kommen, ist die Nutzung eines offenen Bussystems zwingend erforderlich, um eine gewerkeübergreifende oder herstellerneutrale Nachrichten- bzw. Informationsübertagung zwischen den vernetzten Einrichtungen zur Steuerung, Regelung, Überwachung und Optimierung zu gewährleisten. Systemintegration Vor dem Hintergrund der Notwendigkeit einer barrierefreien, funktionellen Kommunikation bzw. eines definierten Informations- und Datenaustausches zwischen unterschiedlichen Geräten bzw. Komponenten mit herstellerspezifischen Eigenschaften zum Aufbau eines integrierten Automationssystems stellt die Systemintegration einen wesentlichen Aspekt der Gebäudeautomation dar. Ziel des Prozesses der Systemintegration ist die Realisierung eines herstellerneutralen und wirtschaftlichen Automationssystems, welches den vielfältigen Anforderungen verschiedener Hallengebäude oder Technikbereiche oder eventuellen Nutzungsänderungen angepasst sowie ohne großen Aufwand weiterentwickelt und erweitert werden kann, was auch eine einheitliche Bedienung einbezieht. Zur Realisierung dieser Zielsetzung werden in der Praxis oftmals herstellerneutrale bzw. offene und standardisierte Feldbussysteme, wie EIB, LON oder BACnet, eingesetzt, welche den gemeinsamen Betrieb von Geräten (Feldebene) oder Automationsstationen (Automationsebene) unterschiedlicher Hersteller ermöglichen. Dies gestattet beispielsweise in der Raumautomation den kombinierten Betrieb unterschiedlicher gebäudetechnischer Systeme, wie der Heizungs-, Raumluft- und Beleuchtungstechnik. Gebäude- und Energiemanagement Das technische Gebäudemanagement ist ein wichtiges Instrument für den energieeffizienten und wirtschaftlichen Betrieb der gebäudetechnischen Anlagen und baut insbesondere auf dem Gebäudeautomationssystem auf. Das Energiemanagement als Bestandteil des technischen Gebäudemanagements dient einem energieeffizienten und somit wirtschaftlichen wie umweltschonenden Betrieb von gebäudetechnischen Anlagen bei gleichbleibender Nutzungsqualität und unter Einhaltung vordefinierter Behaglichkeits- und Sicherheitsanforderungen. Die Funktion des Energiemanagements basiert dabei auf einem iterativen Prozess bestehend aus der kontinuierlichen Speicherung und Verarbeitung von relevanten Daten zum Energieverbauch, der anschließenden Betriebsanalyse sowie Bewertung der Energieeffizienz durch Aufstellen von Energiebilanzen und der Umsetzung von Optimierungsansätzen durch Anpassung von Steuerungs- und Regelungsstrategien. Die Grundlage eines erfolgreichen Energiemanagements und der Ausschöpfung möglicher Verbesserungspotentiale bilden geeignete technische Messeinrichtungen zur Erfassung aller notwendigen Betriebsdaten bzw. -zustände und die stetige Überwachung des Energieverbrauchs oder Überprüfung anlagenbezogener Nutzungs- und Wirkungsgrade. 36

49 Raumautomation Neben den Konzepten einer zentralen oder dezentralen Gebäudeautomation werden auch Systeme zur Raumautomation oder Einzelraumregelung in Hallen eingesetzt, die über eine Vielzahl unterschiedlicher Nutzungszonen mit variierenden Anforderungen verfügen. Dies dient dem Zweck einer bedarfsabhängigen Anpassung der Energiebereitstellung und nutzungsangepassten Konditionierung von Gebäudeteilen oder einzelnen Räumen, wodurch gebäudetechnische Anlagen energieeffizienter, umweltschonender und wirtschaftlicher betrieben werden können. Das Hallengebäude wird hierzu im Gebäudeautomationssystem in Bereiche bzw. Gebäudeteile unterteilt. Entsprechend dem Prinzip der Systemintegration werden die Automationsfunktionen in einem Raum für Beleuchtung (Tages- und Kunstlicht), Raumtemperaturregelung oder Lüftung in einem System zusammengefasst. Die Funktion der jeweiligen Raumautomation verschiedener Räume oder Hallenteile wird über eine zentrale Automationsstation mit der übergeordneten Regelungsstrategie koordiniert, welche aus einem DDC-Gerät (direct digital control) oder einem SPS-Gerät (speicherprogrammierbare Steuerung) besteht und zumeist in der Technikzentrale einer Halle installiert wird. Die Automationsstation ist zu Kommunikationszwecken durch ein offenes bzw. herstellerneutrales Busnetzwerk mit den Feldbusgeräten in jedem Raum verbunden, so dass die Weiterleitung und Bereitstellung die jeweiligen Rauminformationen an einer beliebigen Stelle im Gebäude gewährleistet ist. In der Praxis haben sich zur Realisierung der Raumautomation Bussysteme wie EIB, KNX und LON durchgesetzt, so dass Sensoren und andere Feldbusgeräte oder Anlagenkomponenten verschiedener Hersteller und Gewerke untereinander barrierefrei kommunizieren können. Da beim Einsatz eines offenen Bussystems die Informationsübertragung klar von der Energieübertragung getrennt ist, bewirkt die Aufwandsersparnis bei der Leitungsführung zudem eine Verringerung der Investitionskosten. Innerhalb des Busnetzwerkes werden überdies Koppler eingesetzt, welche die einzelnen Automationsbereiche und Feldebenen mit dem Bussystem verbinden und zudem als Informationsfilter dienen. Dies ist unabdingbar um die Telegrammdichte auf den Busleitungen zu begrenzen und einen störungsfreien Betrieb des gesamten Gebäudeautomationssystems zu realisieren. Standardfunktionen der Raumautomation sind beispielsweise das ereignisabhängige oder zeitabhängige Schalten von Anlagen. Dies betrifft beispielsweise die Beleuchtungstechnik, die abhängig von der Tageszeit, der Tageslichtversorgung und der Anwesenheit von Personen im Raum gesteuert werden kann. Gleichzeitig können die Sensorinformationen des Präsenzmelders auch zur Regelung der statischen Raumheizung über die Ansteuerung von Heizungsventilen oder Pumpen sowie zur Steuerung der Raumlufttechnik verwendet werden. Die diesbezügliche Regelung von Lüftungs- und Klimaanlagen nimmt dabei aufgrund der Komplexität der Anforderungen innerhalb der Gebäudeautomation eine besondere Stellung ein. Denn die Anpassung und Regelung von Parametern wie Raumluftfeuchte und -temperatur oder des CO 2 -Gehaltes in der Raumluft sowie des notwendigen Luftwechsels ist sehr stark von den Raumlasten und damit einer variierenden Personenanzahl in einem Raum sowie der Raumnutzung selbst abhängig. Der Einsatz von Mehrzonen-Lüftungsanlagen mit variabler Volumenstromregelung und einer bedarfsgerechten Regelung der Raumluftqualität erlaubt hierbei eine ökonomische Fahrweise der gesamten Raumlufttechnik und eine Energieeinsparung bei der thermischen Luftkonditionierung. Im Konzept der Raumautomation gewährleistet das Zusammenwirken von übergeordneter Regelungsstrategie und individueller Einzelraumregelung einen 37

50 optimalen Betrieb von Wärmeerzeugungs- und Raumluft- bzw. Klimaanlagen und vermeidet somit auch eine Über- oder Unterversorgung einzelner Räume Technische Entwicklung der Gebäudetechnik von Hallen Der nachfolgende Überblick über die technische Entwicklung der Gebäudetechnik von Hallen basiert auf einer im Rahmen dieses Vorhabens durchgeführten Literaturrecherche [Bos_2009, Fit_2010, Gan_1992, Ris_2003, Sch_2009] Heizungstechnik Die nachfolgend zusammengestellte Übersicht gibt einen kurzen Überblick über die historische Entwicklung der technischen Gebäudeausrüstung im Hinblick auf das Heizen von Hallen. Die ersten, im Zuge der beginnenden Industrialisierung Mitte des 18. Jahrhunderts gebauten, Fabrik- und Produktionshallen wurden zumeist noch mit Luftheizungen beheizt. Dabei wurde unter Nutzung von eisernen, mit Festbrennstoffen (Kohle, Holz) befeuerten Öfen Luft erwärmt, die anschließend über Kanäle in die Halle geleitet wurde. Der technische Fortschritt und der steigende Einsatz von Dampfmaschinen in vielen Bereichen von Wirtschaft oder Industrie führten zur Nutzung von Dampfheizungen, welche noch bis zum Ende des 19. Jahrhunderts die vorherrschenden Zentralheizungssysteme für Hallen darstellten. Die in der zweiten Hälfte des 18. Jahrhunderts eingesetzten Dampfeizungen wurden mit einem Wasserdampf-Betriebsdruck von 1 bis 2 bar und Temperaturen von 100 bis 150 C betrieben. Die Wärmeabgabe erfolgte direkt über Rohre oder Radiatoren. Die Wärmeerzeugung geschah mittels gusseiserner Dampfheizkessel, welche mit festen Brennstoffen befeuert wurden. Vereinzelt wurden zur Dampferzeugung für Hallenheizungen bereits die Abwärme von industriellen Dampfkraftmaschinen oder die heißen Rauchgase von industriellen Feuerungen oder Kraftprozessen genutzt. Das direkte Beheizen kleinerer Räume oder örtliche Arbeitsplatzheizungen wurden durch Kamin- oder Kachelöfen sowie Heizkessel kompakter Bauart realisiert. Weitere technische Entwicklungen im Bereich der Fertigungstechnik sowie Metallverarbeitung zu Beginn des 19. Jahrhunderts ermöglichten erste einfache Temperaturregelungen für Öfen, basierend auf dem Nutzungsprinzip von Bimetallen, und die Herstellung feuergeschweißter Rohre. Weitere Neuerungen lagen in der Beheizung von mehreren Hallen oder Industriegebieten durch Fernwärme mit der Wärmebereitstellung durch eine Heizzentrale. Die Weiterentwicklung von Dampfzentralheizungen in der zweiten Hälfte des 19. Jahrhunderts wurde zu einem Großteil durch die Herstellung von Gussheizkesseln oder Füllschachtöfen ermöglicht. Darauf basierende Niederdruck-Dampfkessel bzw. Dampfheizungen arbeiteten mit einem Betriebsdruck von bis zu 1 bar und mit Dampftemperaturen von ungefähr 100 C. Das Betriebskonzept dieser Zentralheizsysteme lag in der Dampfverteilung über horizontale bzw. mit einem Gefälle verlegter Rohrleitungen sowie der technisch einfachen Trennung von Kondenswasser und Dampf. Während hierbei die Radiatoren über vertikale Verteilungsleitungen mit Dampf versorgt wurden, wurde der kondensierte Dampf über Kondensatleitungen wieder zum Heizkessel zurück geleitet. Überdies begannen bereits Mitte des 19. Jahrhunderts der Aufbau und die Erprobung von Zentralheizungen auf Grundlage der Nutzung von Perkinschen Heißwasserleitungen und Dampfheizungen. Derartige Warmwasserheizungen in Form offener Heizungssysteme oder 38

51 Schwerkraftheizungen fanden bis zum Ende des 19. Jahrhunderts jedoch nur begrenzten Einsatz in Hallen. Weitere technische Neuerungen im Bereich der Heizungstechnik Ende des 19. und Anfang des 20. Jahrhunderts umfassten die Herstellung von Gliederheizkesseln oder Gussradiatoren sowie neuer Herstellungsverfahren für Stahlrohre oder aber der Aufbau von Rohrleitungssystemen nach dem Tichelmannsystem. Die Möglichkeit der Herstellung starkwandiger Stahlrohre legte die Basis für Heißwasserheizungssysteme mit hohen Betriebsdrücken von bis zu 20 bar. Anfang des 20. Jahrhunderts werden, neben einem Ausbau der Fernwärmenetze, erstmals ölbefeuerte Heizkessel oder Öl-Spezialkessel für Zentralheizungen gebaut und eingesetzt, nachdem Mitte des 19. Jahrhunderts bereits mit der Erschließung von Erdöl-Lagerstätten begonnen und Versuche der Nutzung als Brennstoff durchgeführt wurden. Im weiteren Verlauf des technischen Fortschritts wurden um 1925 die ersten Heizungspumpen auf der Grundlage gekapselter Elektromotoren entwickelt, wodurch eine höhere Energieeffizienz und eine verbesserte Regelung von Warmwasser- und Niederdruckdampfheizungen realisiert wurde. Nachdem das grundlegende Funktionsprinzip von Wärmepumpen bereits seit dem 19. Jahrhundert bekannt war, wurden die ersten praktisch einsetzbaren Wärmepumpen und späteren erdgekoppelten Wärmepumpen erst Mitte des 20. Jahrhunderts gebaut und in Betrieb genommen, jedoch noch mit minderer Bedeutung für die Beheizung von Hallen. Die Nutzung oberflächennaher Geothermie durch Wärmepumpen mit Erdwärmekollektoren oder Erdwärmesonden findet erst gegen Ende des 20. und Anfang des 21. Jahrhunderts mit dem Aufkommen effizienterer Heizsysteme an Bedeutung für Hallenheizungen. Der Fokus der Wärmebereitstellung zur Beheizung von Hallen wechselt Mitte des 20. Jahrhunderts von der Nutzung von Festbrennstoffen, wie Kohle, Koks oder Holz, hin zu flüssigen bzw. gasförmigen Brennstoffen, wie Öl oder Gas. Diese Entwicklung wurde nicht zuletzt auch durch den Bau von Umstell- und Wechselbrandkesseln für feste oder flüssige Brennstoffe und Öl- oder Gas-Heizkesseln sowie der Einführung von pneumatischen oder elektronischen Regelungseinheiten in den 60er Jahren des 20. Jahrhunderts gefördert, welche überdies den Bau automatisch arbeitender Heizungen ermöglichten. In den Wärmeverteilungsnetzen wurden weiterhin Dampf oder Wasser eingesetzt, wobei erste Heizungsumwälzpumpen in Nassläuferbauweise zum Einsatz kamen. Die Wärmeübergabe erfolgte vorwiegend durch Wand- oder Deckenlufterhitzer, wobei in einfachen Fällen der zu heizende Raum durch ein Aufstellen des Heizofens in selbigem direkt beheizt wurde. Die technische Entwicklung der Hallenheizungstechnik in den 1970 und 80er Jahren war geprägt durch die Optimierung von Öl- und Gasheizungen, indem energieeffizientere Kessel, wie Öl-/Gas-Spezialheizkessel mit piezo-elektrischer Zündung oder Niedertemperaturkessel, gebaut oder auch zunehmend Systeme zur Wärmerückgewinnung eingesetzt wurden. Mit Festbrennstoffen, wie Kohle, Koks oder Holz, befeuerte Heizkessel fanden jedoch weiterhin Anwendung. Fernwärmenetze für Industrieanlagen oder Gewerbegebiete wurden nicht ausschließlich zu Heizzwecken sondern auch zur Lieferung von Prozesswärme eingesetzt. Im Gegensatz zu den, mit Dampf betriebenen, Fernwärmesystemen der vorherigen Epochen wurden die Systeme dieser Periode, sofern kein Prozessdampf benötigt wird, zumeist mit Heißwasser hoher Temperatur von 110 bis ca. 180 C und hohen Betriebsdrücken oder mit Heißwasser niedrigerer Temperatur von bis zu 110 C betrieben. Die Wärmeübergabe durch 39

52 Hallenheizsysteme erfolgt in der zweiten Hälfte des 20. Jahrhunderts vermehrt durch Hellstrahler, wobei weiterhin direkt beheizte Warmlufterzeuger oder indirekt beheizte Luftheizungen sowie Heizelemente in Form von Deckenstrahlplatten Anwendung fanden. Des Weiteren wurden unter anderem vereinzelt elektrische Strahlungsheizgeräte zum Beheizen einzelner Arbeitsplätze oder von Räumen mit kurzen Nutzungszeiten, wie beispielsweise Sporthallen oder Kirchen, eingesetzt, was sich jedoch aufgrund steigender Stromkosten und einer fehlenden Energieeffizienz nicht durchsetzte. In den späten 1980er und 1990 Jahren gelangten die ersten Heizöl- und Erdgasbrennwertkessel zur Marktreife und wurden vermehrt auch zur Wärmeerzeugung in Hallenheizungssystemen genutzt, was nicht zuletzt auch an der Entwicklung effizienter Niedertemperaturheizsysteme lag. Darüber hinaus ermöglichten Fortschritte im Bereich der Mikrocontroller sowie der Regelungs- und Steuerungstechnik die Entwicklung intelligenter Regelungen oder vollelektronischer Heizungsumwälzpumpen, welche einen höheren Automationsgrad und eine höhere Energieeffizienz der Heizungssysteme gewährleisteten. In diesem Umfeld reduzierte sich der Einsatz von Festbrennstoff befeuerten Heizkesseln weiter, so dass diese Wärmeerzeuger auch aufgrund eines geringen Automationsgrades nur noch in Marktnischen zum Einsatz kamen. Fortschritte in der Automations- und Motorentechnik ermöglichten nunmehr die Nutzung von motorbetriebenen Blockheizkraftwerken (BHKW) zur Strom- und Heizwärmeerzeugung. Die Fernwärmeversorgung Ende des 20. Jahrhunderts basiert bis auf Ausnahmen zur Prozesswärmeversorgung im industriellen Sektor auf Heißwassernetzen mit einer witterungsgeführten Vorlauftemperaturregelung. Die Wärmübergabe erfolgte dem jeweiligen Hallenheizsystem entsprechend durch Deckenstrahlplatten, Hell- oder Dunkelstrahler, Warmluftheizungen oder durch Fußbodenheizungen. Im beginnenden 21. Jahrhundert liegt das Hauptaugenmerk der Wärmeerzeugung in Hallenheizsystemen auf einer möglichst energieeffizienten und regenerativen Wärmebereitstellung. Im Rahmen dieser Bemühungen kommen zumeist Öl- oder Gasbrennwertkessel, jedoch in eingeschränktem Maße auch Blockheizkraftwerke, Biomasseheizkessel, Wärmepumpen oder solarthermische Anlagen zum Einsatz. Dieses Ziel wird auch durch eine stetige Optimierung von Niedertemperatursystemen, wie Deckenstrahl- oder Fußbodenheizungen sowie indirekt beheizten Lufterhitzern verfolgt. Durch eine, in eingeschränkten Grenzen, gesicherte und kostengünstige Gasversorgung erreichten Gas-Strahlungsheizungen in Form von Hell- oder Dunkelstrahlern sowie direkt beheizten Warmlufterzeugern als dezentrale Heizungssysteme in Hallen große Marktanteile Lüftungstechnik Die Entwicklung der Lüftungstechnik für Hallen und vergleichbare Gebäude mit großen Innenräumen beginnt Mitte des 18. Jahrhunderts mit der Entwicklung von Thermometern und der Erfindung des Ventilators. Dennoch verfügen die ersten gewerblich genutzten Hallen über keine raumlufttechnischen Anlagen im eigentlichen Sinne, so dass Hallengebäude bis zu Beginn des 19. Jahrhunderts ausschließlich durch natürliche Lüftung über Fenster oder Tore belüftet wurden. Um 1835 wird das "House of Commons" (Parlamentsgebäude in London / England) erstmalig durch eine Lüftungsanlage versorgt, die mit Anlagen zum Heizen, Kühlen, Be- und Entfeuchten sowie Filtern bereits über alle Klimafunktionen verfügte. Raumlufttechnische Anlage dieser Epoche basierten auf dem Prinzip der 40

53 Querlüftung, wobei die Luftbewegung allein durch den thermischen Auftrieb erfolgte. Die behandelte Zuluft wurde über Doppelböden, unterhalb des zu belüftenden Raumes, verteilt und trat über Fußbodenöffnungen in den Raum ein. Der Luftaustritt erfolgte über Fenster oder Öffnungen im Dach. Im Sommer wurde die Abluft über speziell beheizte Kamine an die Umgebung abgeführt. Der Luftstrom wurde entsprechend den Bedürfnissen manuell über Klappen geregelt, die wiederum über Seilzüge bedient werden mussten. Ventilatoren wurden zunächst nur selten eingesetzt, zumal die Gebäude der damaligen Zeit im Allgemeinen sehr undicht waren. Als Lüftungskanäle wurden die Kellergeschosse genutzt, wodurch einzelne Räume oder Kammern als Heiz- oder Mischkammer und der Verbund aus zusammenhängenden Kellerräumen als Kaltluft- oder Warmluftkanal fungierten. Derartige Lüftungsanlagen entsprachen in ihrer prinzipiellen Funktionsweise modernen Zweikanalsystemen. Die Kühlung der Außenluft erfolgte meist durch Wasser oder Natureis, wobei die Form der Raumkühlung mittels einer Mischung aus Eis und Salz noch bis Anfang des 20. Jahrhunderts vorherrschend war. Die verwendeten Luftfilter bestanden zumeist aus Baumwolle. Der Einsatz von Zuluft- und Abluftventilatoren war bereits Ende des 18. / Anfang des 19. Jahrhunderts technisch realisierbar, doch wurden diese noch bis zum Ende des 19. Jahrhunderts durch Dampfmaschinen, Strahlpumpen oder Wasserturbinen angetrieben. Als Ausgleich zur Kühlung der Zuluft mit Natureis wurden vereinzelt auch Erdreichwärmetauscher oder das Wasser aus Brunnen genutzt. Zudem wurde im Sommer durch die Anwendung der Nachtkühlung ein Ausgleich geschaffen. In der weiteren Entwicklung erfolgte die Luftverteilung zunehmend durch gemauerte Luftkanäle. Nachdem bereits Anfang des 19. Jahrhunderts die ersten technischen Fortschritte in der Entwicklung von Kompressions- sowie Absorptions-Kältemaschinen im Laboratoriumsmaßstab stattfanden, wurden Mitte des 19. Jahrhunderts in den Vereinigten Staaten (USA) die ersten Kaltluftmaschinen mit offenem und geschlossenem Kreislauf auf der Grundlage von Absorptions- und Kompressions-Kältemaschinen gebaut. Ende des 19. Jahrhunderts wurden dann auch in Deutschland durch das Unternehmen "Linde" Kompressions-Kältemaschinen mit Ammoniak oder CO 2 als Kältemittel entwickelt und gebaut, die jedoch zunächst ausschließlich der Eisherstellung für Bier-Brauereien und andere Industriezweige dienten. Das industriell hergestellte Eis ersetzte in der Folge auch die Nutzung von Natureis zur Luftkühlung. Erst zu einem späteren Zeitpunkt wurden Kältemaschinen zur direkten Kühlung im Raumlüftungs- und Klimaanlagen eingesetzt. Mit den Fortschritten auf dem Sektor der elektrischen Energieerzeugung und -versorgung wurden um 1900 die ersten elektromotorisch angetriebenen Ventilatoren hergestellt. Ein Beispiel ist der Reichstag in Berlin, der durch eine Vollklimaanlage und elektrisch angetriebenen Ventilatoren versorgt wurde. Die Luftfilter jener Zeit waren als Taschenfilter oder Gewebefilter aufgebaut und bestanden aus rauen Woll- oder Baumwollgeweben oder aus Watte. Weitere technische Neuerungen betrafen die pneumatische Regelung von Lüftungsanlagen. Die folgenden Jahrzehnte Anfang des 20. Jahrhunderts brachte weitere Entwicklungen auf dem Gebiet elektrisch angetriebener Ventilatoranlagen, wie beispielsweise motorgetriebene Radialventilatoren. Zudem wurden Sprühdüsen- Luftbefeuchter gebaut und die indirekte Luftbeheizung durch Kammern mit Lufterhitzern eingeführt. Des Weiteren wurden Luftkanäle aus Stahlblech oder Lüftungsrohre genutzt. 41

54 Wenngleich die Entwicklung neuer Kältemaschinen in Deutschland stagnierte, wurden in den USA Anfang des 20. Jahrhunderts die ersten Klimageräte entwickelt und gebaut. So wurde beispielsweise in einer nordamerikanischen Druckerei eine Klimaanlage zur Regulierung von Lufttemperatur und Raumluftfeuchtigkeit eingesetzt. Aufgrund weiterer erfolgreicher Nutzungen der Klimatechnik in einer Vielzahl von großen Objekten (Kinos, Kaufhäuser, gewerblich genutzte Hallen) wurden Kältemaschinen zur Raumluftkonditionierung in der Folgezeit zum Standard auf dem nordamerikanischen Kontinent. Nach weiteren technischen Fortschritten, wie Turbokältemaschinen und thermostatischen Expansionsventilen, in den 1920er Jahren wurden in der darauffolgenden Phase auch neue Kältemittel auf den Markt gebracht. In der zweiten Hälfte des 20. Jahrhunderts wurden die technischen Komponenten von Kältemaschinen weiterentwickelt und optimiert, wobei wissenschaftliche Erkenntnisse in den 1980er Jahren bezüglich der ozonzerstörenden Wirkung der Fluorchlorkohlenwasserstoffe (FCKW), den Ersatz durch alternative Kältemittel notwendig machten. Der großflächige Einsatz von Raumklimaanlagen findet in Deutschland kriegsbedingt erst nach 1950 statt. Kurzweilig wurden in der Nachkriegsphase in Deutschland auch ölbeschichtete Metallfilter in Lüftungsanlagen verbaut. Entwicklungsarbeiten der jüngeren Vergangenheit haben die Erschließung weitere Optimierungspotentiale der konventionellen mechanischen Kälteerzeugung und die verstärkte Nutzung thermisch (Solarthermie, Abwärmenutzung) angetriebener Kältemaschinen zum Ziel. Auch die Nutzung von Erdwärmeübertragern zur Vorkonditionierung der Außenluft wird verstärkt in die Raumlufttechnik von Hallengebäuden einbezogen. Mit dem Voranschreiten der Entwicklung im Bereich der Elektrotechnik in der zweiten Hälfte des 20. Jahrhunderts wurden zunehmend elektrische Regler und Stellmotoren in raumlufttechnischen Anlagen verwendet. Durch den technischen Fortschritt auf dem Gebiet der Digital- und modernen Mikroprozessortechnik wurde die Regelung von Raumluft- und - klimaanlagen weiter automatisiert. Des Weiteren wurden Glasfaserfilter für vielfältige Einsatzmöglichkeiten entworfen, wobei auch in Bezug auf die Partikelabscheidung hohe Anforderung erfüllt werden konnten. Nach 1950 begann überdies die Herstellung von Gehäuseteilen für Lüftungskomponenten aus verzinktem Stahlblech mit äußeren Glasfasermatten zur Wärmedämmung und Schallisolierung. In den 1980er Jahren wurde diese Konstruktionsweise durch die Herstellung von Gehäuseteilen mit doppelten Blechwänden und innenliegenden Dämmschicht aus Steinwolle und später Glaswolle ersetzt Beleuchtungstechnik Der Beginn der geschichtlichen sowie technischen Entwicklung der Beleuchtungstechnik von Hallen kann im Allgemeinen mit dem Fortschreiten der Industrialisierung im späten 18. Jahrhundert und dem Bau erster Fabrikhallen gleichgesetzt werden. Die Hallenarchitektur dieser und auch späterer Epochen wurde einer größtmöglichen Tageslichtnutzung angepasst, indem Hallen mit großen und hohen Fenstern gebaut wurden. Aspekte des Sonnenschutzes wurden jedoch noch nicht berücksichtigt und Blendung sowie Hallenüberhitzung zugunsten einer hohen Tageslichtausnutzung in Kauf genommen. Im Zuge der Kombination von technischen Prozessen zur Koksgewinnung und Gaserzeugung Ende des 18. Jahrhunderts sowie des Aufbaus eines Gasversorgungsnetzes wurden die Grundlagen für den wirtschaftlichen Betrieb und die Entwicklung von neuen Lampen zur 42

55 Gasbeleuchtung geschaffen. Mit einem Fortschreiten der technischen Entwicklungen wurden Brenner optimiert und Flammenflächen der Lampen vergrößert, was beispielsweise durch den Argandbrenner eine effizientere Gasnutzung ermöglichte. Zu Beginn des 19. Jahrhunderts wurde die Thermolumineszenz für Beleuchtungszwecke technisch nutzbar gemacht, wobei ein Leuchtstoff durch Erwärmen zum Leuchten angeregt wird. Eine der ersten Lampen dieser Bauart war das Kalklicht, bei dem Kalkstein durch einen Knallgasbrenner zum Leuchten gebracht wird. Trotz erhöhter Effizienz fand diese Lampe keine Anwendung in der Hallenbeleuchtung. Eine im späten 19. Jahrhundert entwickelte Thermolumineszenzlampe, die einen Glühstrumpf aus Baumwolle und seltenen Erden zur Lichterzeugung verwendet, wird durch die heiße Flamme eines Bunsenbrenners betrieben. Erste Lampen zur elektrischen Lichterzeugung wurden bereits in der Mitte 9. Jahrhundert erprobt. Die Funktionsweise basierte auf dem Anlegen einer Spannung an Kohleelektroden und der Erzeugung eines Lichtbogens. Jedoch waren diese Lampen technisch noch unausgereift und wegen der Notwendigkeit ständigen Nachregulierens sowie Batteriebetriebs für Hallen nicht nutzbar. Die Entwicklung neuer Stromquellen begünstigte die Entwicklung automatisch regulierender Bogenlampen, wobei noch immer Einschränkungen hinsichtlich der Nutzungsmöglichkeiten bestanden, da nur eine Bogenlampe je Stromquelle betrieben werden konnte. Die breite Anwendung der elektrischen Lichterzeugung für Hallen wurde durch eine im späten 19. Jahrhundert entwickelte Differentiallampe mit Kohlenachführung und einem elektromagnetischen System zur Stromkonstanz ermöglicht, was erstmals auch die Voraussetzungen zur Reihenschaltung von Lampen erfüllte. Zeitgleich kamen auch die ersten Glühbirnen unter Verwendung eines Goebelschen Kohlefadens aus verkohltem Bambus zum Einsatz. Die technische Weiterentwicklung bewirkte die Verwendung von synthetischen Kohlefäden und anschließend auch metallischen Glühfäden. Die robusten und weit verbreiteten Tantal- Lampen werden später durch Glühbirnen mit Glühfäden aus Wolfram abgelöst. Anfang des 20. Jahrhunderts werden erste Entladungslampen, wie die Moore-Lampen, zur Marktreife gebracht. Es handelt sich hierbei um lange Glasröhren in denen eine reine Gasentladung, angetrieben von hohen Spannungen, jedoch noch mit zu geringer Lichtstärke stattfindet. Erste Niederdruck-Quecksilberdampflampen als Vorgänger der modernen Leuchtstofflampen, die jedoch ohne Leuchtstoffe arbeiten und bereits eine hohe Lichtausbeute bieten, werden entwickelt. Die Verbesserung der Quecksilberdampflampe wird im späteren Verlauf durch die Nutzung von Leuchtstoffen erreicht. Eine weitere Maßnahme zur Optimierung von Entladungslampen bestand in der Erhöhung des Dampfdruckes, was letztlich den Bau von Quecksilberdampf-Hochdrucklampen mit deutlich verbesserter Lichtausbeute ermöglichte. In der zweiten Hälfte des 20. Jahrhunderts wurden Halogen- Glühlampen entwickelt und auch die Nieder- sowie Hochdruck-Entladungslampen weiteren technischen Verbesserungen unterzogen. Des Weiteren kam Anfang des 21. Jahrhunderts die Elektrolumineszenz in Form von LEDs erstmals zur Beleuchtung von Hallen zur Anwendung. 43

56 2 Vakuum-Isolations-Paneele 2.1 Einleitung Vakuum-Isolations-Paneele bestehen grundsätzlich aus drei Komponenten, einer Edelstahloberfläche, einem Stützkörper und einem Unterdruckventil. Mit Hilfe des Ventils ist es möglich im Inneren der Paneele ein Vakuum zu erzeugen, wobei der Stützkörper hierbei dafür sorgt, dass die ursprüngliche dicke des Baukörpers erhalten bleibt. Im idealisierten Fall des ungestörten Vakuums wäre kein Wärmeaustausch möglich. Von besonderer Bedeutung sind daher die Randbereiche des Körpers, in denen die Edelstahloberfläche in Wärmestromrichtung verläuft. Lokal erhöht sich hier die Leitfähigkeit auf Edelstahlniveau. Um die Störungen im Randbereich zu minimieren, wird eine möglichst dünne Edelstahloberfläche benötigt, weshalb die Prüfkörper mit eine hochpräzisen Laserschweißtechnik geschweißt wurden. 2.2 Entwicklung und Fertigung Ausgangsituation und Aufgabenstellung Im Rahmen des Projekts sollte der Einsatz von Vakuumisolationspaneelen untersucht werden. Das Fraunhofer-Institut für Lasertechnik ILT in Aachen übernahm die Aufgabe, die Vakuumisolationselemente in Sandwichbauweise zu konstruieren und Prototypen anzufertigen. Mit dem multifunktionalen Schneid- und Schweißkopf»Kombikopf«der Firma Laserfact wurde die Optimierung der Schneid- und Schweißprozesse untersucht sowie Prototypen von Isolationselementen gefertigt. Als Strahlquelle wurde ein 4 kw-faserlaser der Firma IPG eingesetzt Equipment / Parameter Strahlquelle: Lichtleitfasern: Schweißkopf: Düsendurchmesser: Düsenabstand: Schutzgas: Schneidgas: Optik: Bearbeitungsachsen: Werkstoffdecklage: Werkstoffmembran: 4 kw-faserlaser YLR4000S der Fa. IPG 100 µm Prozessfaser Kombikopf 2 mm Schneidvorgang 1 mm Schweißvorgang 7 mm Ar 15l / min 17,5 bar Kollimation 120 mm / Fokussierung 200 mm Linearachse / Reisportal RLP16 Edelstahl , 1 mm Edelstahl , 0,1mm Weichgeglüht Konstruktion und Gestaltung der Paneele Für eine geeignete Gestaltung und Form der»vakuum-isolationspaneele«(vip) wurden vier verschiedene Konstruktionen Varianten diskutiert und zur Wahl gestellt. Maßgebend waren: 44

57 gute Zugänglichkeit des Laserstrahls optimale Membranfunktion während des Evakuierens Überstand zur Befestigung der Paneele an Rahmen etc. geringe Lücken zwischen zwei benachbarten Paneelen leicht realisierbare Schweißnaht einfache Spannvorrichtung Foliendicke der Membran ( Wärmebrücke) Vakuumtechnik Version A Bei dieser Konstruktion kann die Schweißnaht eine fehlerfreie Anbindung beziehungsweise Dichtheit der VIPs nicht gewährleisten. Es wird eine komplizierte Spannvorrichtung mit hoher Genauigkeit benötigt. Die Membranfolie muss stets spaltfrei anliegen, damit eine fehlerfreie Naht gewährleistet ist. Außerdem muss der innere Kern der VIPs an das Bauteil angepasst werden. Ein weiterer Nachteil ist der nicht vorhandene Überstand zur Befestigung der Scharniere, Halterungen etc. Abbildung 2-1: VIP Version A Vorteile von Version A optimale Membranfunktion während des Evakuierens gute Zugänglichkeit des Laserstrahls keine Lücken zwischen zwei benachbarten Paneelen Nachteile von Version A Nicht leicht realisierbare Schweißnaht (komplizierte Spannvorrichtung notwendig) Version B Version B weist die gleichen Vorteile wie Version A auf. Die Formgebung des Kerns ist jedoch leichter machbar und es bestehen Bereiche für Befestigungen. Ein wesentlicher Nachteil im Vergleich zu Version A ist die entstehende Lücke zwischen zwei benachbarten 45

58 Paneelen. Gegebenenfalls müssen die vorhandenen Räume mit Isoliermaterial befüllt werden. Auch in diesem Fall muss eine spaltfreie Naht gewährleistet sein. Abbildung 2-2: VIP Version B Version C Die Konstruktionsvariante C zeichnet sich, abgesehen von den bereits genannten Vor- und Nachteilen von Version B durch eine signifikante Gewichtsreduzierung aus. Um Kältebrücken zu minimieren sowie Gewicht und Kosten zu senken, wurde die Materialdicke der Decklage bis auf 0,1 mm reduziert. (das Gesamtgewicht würde dadurch ca. 45 % leichter). Abbildung 2-3: VIP Version C Version D und F Die Versionen D und F erwiesen sich hinsichtlich Zugänglichkeit, fehlerfreier Naht beziehungsweise Dichtigkeit und Gewicht (benannt) als besonders geeignet. Version D hat gegenüber Version F den Vorteil, dass die Decklage unversehrt bleibt und die Schweißnaht nicht sichtbar ist. Bei Version F besteht die Möglichkeit mehrere Paneele nebeneinander spaltfrei zu montieren, um Wärmebrücken zu reduzieren. 46

59 Abbildung 2-4: VIP Version D und F Vorversuche Die Vorversuche beschränkten sich auf zwei verschiedene Schweißkonfigurationen. Überlappstoß Edelstahlfolie 0,1 mm Dicke über Edelstahlblech 1mm, Version C Überlappsandwichstoß Edelstahlfolie 0,1 mm als Zwischenlage zweier Edelstahlbleche von 1 mm Blechdicke, Version D und F Fokuslage z = 0 Laserleistung 1.5 kw Fokuslage z = 0 Laserleistung 1. kw Schweißgeschwindigkeit 10 m/min Abbildung 2-5: Sichtbare Nahtfehler beim nicht ausreichenden Druck der Spannvorrichtung 47

60 Bei der Schweißkonfiguration von Version C wurde festgestellt, dass bei nicht ausreichender Druckkraft auf die Folie Nahtfehler entstehen können. Um diese zu vermeiden wird eine aufwändige Spannvorrichtung benötigt. Die Nahtfehler entstehen durch vorhandene Luftspalten zwischen Folie und Deckblech. Oder sie sind Folge der frei gewordenen Schweißspannungen, die in der Folie durch fortlaufende Spannungswellen die Schweißnaht beeinträchtigen. Infolge dessen wurde ein Hilfsrahmen aus dem gleichen Material angefertigt, auf die Folie angebracht und in einer Sandwichbauweise in»i-naht am 3-lagigen Überlappstoß«angeschweißt. Hierbei entstanden keine Nahtfehler. Der Schweißprozess konnte im Bereich der kritischen Stellen, wo das Falten der Folie zu einem zwingenden Spalt führte, durch Reduzierung der Geschwindigkeit, Erhöhung der Leistung und Defokussierung des Laserstrahls stabil gehalten werden. Um sicher zu sein, dass die 0,1 mm dicke weichgeglühte Edelstahlfolie nach der Schweißung keine übermäßige Verhärtung der Schweißnaht aufweist, wurden Härtemessungen durchgeführt. Ein leicht ansteigender Härteverlauf der Edelstahlfolie (ca. 80 HV) konnte im Bereich der Schweißnaht festgestellt werden. Diese ist allerdings nicht signifikant. Abbildung 2-6: Nahtoberraupe und Härtemessungen Eckenausbildung Tiefziehen Es wurden mehrere mögliche Arten der Eckausbildung diskutiert und erprobt. Die Problematik bestand in den Materialdicken der Edelstahlfolie. Sowohl am Fraunhofer ILT als auch am Institut für Bildsame Formgebung (IBF) der RWTH Aachen sind Tiefziehversuche durchgeführt und einige Exemplare fertig gestellt worden. Entweder riss die Folie im Bereich der Ecken ab oder es entstanden Plissée ähnliche 48

61 Faltmus-ter, die möglicherweise die Qualität der Schweißnaht stark beeinflussen könnten. Infolge dessen wurde das Hauptaugenmerk auf die Falttechnik gelegt. Abbildung 2-7: Eckausbildung: rechts: Rissbildung, links: Plissée ähnliche Faltbildung (wellenartig) Falttechnik Um die Tiefziehproblematik zu vermeiden, wurde mit der innovativen Falttechnik ein kostensparendes Verfahren entwickelt, das nur wenige Arbeitsschritte beinhaltet. Diese Falttechnik ist der Tiefziehtechnik hinsichtlich Umweltschutz und Wirtschaftlichkeit überlegen. Das Verfahren eignet sich insbesondere für kleine und mittelständische Unternehmen, die nicht in der Lage sind, die Anschaffungskosten für eine Tiefziehvorrichtung (Tiefziehpresse) mit entsprechenden Abmessungen zu tragen. Für eine eventuelle Serienproduktion wird eine Faltvorrichtung bzw. ein Werkzeug entwickelt mit dem die Ecken gefaltet und serienmäßig angefertigt werden. Da die Edelstahlfolie trotz ihres weichgeglühten Zustands nur im ersten Falt-schritt biegsam ist, dürfen keine Fehlversuche während des Faltens entstehen. Bei wiederholtem Faltversuch entstehen Mikrorisse, die unter Belastung zu einer undichten Stelle führen können. Auch eine zu sehr beanspruchte Knickstelle könnte zu Rissbildung und Undichtigkeit führen. Abbildung 2-8: Falttechnik 49

62 Die Faltung der Eckpartie wurde in mehreren Schritten durchgeführt. Zunächst erfolgt der Zuschnitt der Folie, danach wird sie über einer Holzspanplatte gefaltet, um ihr die vorgegebene Form zu geben. In die Falte wurde eine Teflonfolie als Platzhalter gelegt, damit kein ungewollt scharfer Knick oder eine Falte entsteht Auswahl des Isolationsmaterial Ein wichtiger Bestandteil der Vakuum-Isolationspaneele ist die pyrogene Kieselsäure als Isolationsmaterial. Mit evakuierten Dämmpaneelen erreicht man Wärmeleitfähigkeiten, die um den Faktor acht bis zehn geringer sind als jene von konventionellen Dämmstoffen. Und folglich lassen Sich um den Faktor 8 bis 10 dünnere Vakuumpaneele bei gleichem Wärmedurchlasswiederstand erzielen [EI_2003]. In herkömmlichen Paneelen setzt sich der Wärmetransport aus % Wärmestrahlung, 5 10 % aus Wärmeleitung über das Gerüstmaterial und ca % aus Wärmeleitung über das eingeschlossene Gasvolumen zusammen [Cre_2005]. Die Vakuum-Dämmtechnik setzt am Hauptwärmeübertragungsweg, dem Mechanismus der Wärmeleitung, an und erreicht durch Evakuierung des Innenraumes eine Verminderung der Gaswärmeleitung. Und damit eine Minimierung der effektiven Gesamtwärmeleitung. Druckstabile, für Vakuum-Isolationen geeignete Materialien sind beispielsweise temperaturbehandelte und gepresste Glasfasermatten sowie offenporige organische Schäume und Pulverpresslinge. Mikroporöse Kieselsäurepulver mit Porenweiten im Bereich einiger hundert Nanometer erwiesen sich hinsichtlich des Gasdrucks als am unkritischsten. Ihre Wärmeleitfähigkeit gegenüber dem voll evakuierten Zustand verdoppelt sich erst bei einem Gasdruck von 100 mbar (von 0,004 W/(m K) auf 0,008 W/(m K)). Abbildung 2-9: Gasdruck versus Wärmeleitfähigkeit nach ZAE_

63 2.2.6 Konstruktion der Spannvorrichtung Für die Verwirklichung und den Aufbau der Prototypen wurde eine lasergerechte Spannvorrichtung konstruiert und realisiert. Die aus Vorversuchen resultierenden Erkenntnisse führten dazu, eine Vorrichtung zu konstruieren, die in allen Bereichen der Schweißnaht eine kontinuierliche und gleichmäßige Spannkraft aufbringt. Es ist des Weiteren erstrebenswert, mit Hilfe einer möglichst hohen Vorspannkraft eine spaltfreie Verbindung mit definierter und kontrollierter Einschweißtiefe zu gewährleisten Einsatz des Kombikopfs / Herstellung von Prototypen Kombikopf Spannbacken Schweißnaht Edelstahlfolie Kombikopf F2-X Abbildung 2-10: Schematische Darstellung der Spannvorrichtung Die Entwicklung neuer Laser und die Vielfalt ihrer Einsatzmöglichkeiten in der Materialbearbeitung erfordert auch neue Bearbeitungswerkzeuge. Um dem gerecht zu werden, und die neuen Technologien ausschöpfen zu können, werden die Verfahrensgrenzen des Schneidens und Schweißens nun mit neuartigen Werkzeugen erweitert. Die Umrüstungsdauer vom Schweißprozess zum Schneidprozess kann in einigen Prozessketten höher sein als der eigentliche Bearbeitungsprozess des Bauteils. Deshalb ist die Entwicklung eines kombinierten Schneid- und Schweißkopfes, der ohne Werkzeugwechsel und ohne jegliche Änderung am Bearbeitungskopf Schweißen und Schneiden ermöglicht, von höchster wirtschaftlicher Bedeutung. Abgesehen von der signifikanten Verkürzung der Prozessketten, verbessert und vereinfacht der Kombikopf mit seinem integrierten Crossjet die Variierbarkeit von Fokuslage und Düsenabstand. Mit seiner autonomen Düse und den schnell austauschbaren Komponenten optimiert er den gesamten Produktionsprozess. 51

64 Anschlüsse Schneid/Schweißgas, Pressluft und Kühlwasser oben am Kopf Schnellwechselflansch Reis Z-Achse zur Abstandsregelung Einstellrad Fokuslage Laterale Justage der Linse Schutzglaseinschub, gekühlt Crossjet Precitec Sensor Autonome Düse Abbildung 2-11: Kombikopf F2-X für Laseranlagen mit achsintegrierter Strahlführung Ein weiterer, entscheidender Vorteil des Kombikopfs ist die schlanke Bauform des Kopfes und insbesondere die autonome Düse, mit der autonome Düse, mit der sich das Bauteil bis in den kleinsten Winkel bearbeiten lässt. Die schematische Darstellung zeigt, wie nah der Kombikopf während des Schweißens und Schneidens sich an dem Bauteil annähern kann. Bei einem Anstellwinkel von 20 ist der Einsatz der Kombikopf bis in den engsten Ecken möglich. Abbildung 2-12: Schematische Darstellung, rechts: Schweißposition, links: Schneidposition Programmieren: Die Programmierung der Schweiß- und Schneidkonturen der Prototypen erwies sich aufgrund der nicht deckungsgleichen Faltung der Ecken und der Biegung der Ränder der Prototypen als sehr Zeit aufwändig. Die Schweißbahn besteht aus mehreren einzeln eingegebenen Koordinatenpunkten, die durch Tich-in-Befehl von dem Roboter Programm übernommen werden. In den gradlinigen Strecken ist in einem Abstand von ca. 200 mm ein 52

65 Punkt eingegeben. Im Eckbereich wurden sogar bis zu 8 Einzelpunkte von dem Roboterprogramm übernommen. Die Laserleistung, die Fokuslage bzw. der Düsenabstand wurden an die Bahngeometrie angepasst. Durch den kapazitiven Sensor des Bearbeitungskopfes wird der vorgegebene Düsenabstand über die gesamte vorprogrammierte Strecke beibehalten. So wurde der optimierte Prozess nicht beeinträchtigt. Schweißen von Decklage / Vakuumventil Unmittelbar nach dem Zuschnitt der Decklage wurde mit dem Kombikopf in der Mitte des Edelstahldeckblechs ein Kreis von 25 mm Durchmesser ausgeschnitten. In den Ausschnitt wurde das Vakuumventil passgenau eingesetzt und mit dem gleichen Werkzeug verschweißt. Um das Evakuieren zu erleichtern, wird das Vakuumventil mittig im Kieselsäureelement angebracht. Zusätzlich sind vom Ventil ausgehend Vertiefungen zu den Rändern hin eingearbeitet, um die Evakuierungsdauer zu verkürzen. Nahtunterraupe Vakuumventil Nahtoberraupe Abbildung 2-13: lasergeschweißtes Vakuumventil an der VIP-Decklage Die Entwicklung und Herstellung der Eckausbildung erfolgte ausschließlich in Handarbeit. Wenn die Bemühung auch sehr intensiv gewesen ist, die Faltungen möglichst genau zu reproduzieren, um gleiche Spaltgrößen und Faltabstände zu gewährleisten, so ist eine exakte Reproduzierung doch nicht möglich. Durch Modifizierung der Schweißparameter und den Einsatz eines Hilfsrahmens wurde das Schmelzbad in den vorhandenen Spalt geführt und die erforderliche Spaltüberbrückung erzielt. Die Vorschubgeschwindigkeit des Eckbereichs beziehungsweise des Bereich der Faltung beträgt 3,5 m/min. Das Schweißen der geraden Strecken erfolgte in einer um den Faktor 2,6 erhöhten Geschwindigkeit. Die angewandte Laserleistung aus den Vorversuchen wurde um 500 Watt erhöht, um ein Durchschweißen zu erzielen und eine sichere Dichtigkeit der VIPs zu gewährleisten. 53

66 Abbildung 2-14: kritische Stellen während des Schweißprozesses Es wurde festgestellt, dass eine geringe Partikelmenge der Kieselsäure auf dem Nahtbereich zu einer fehlerhaften Schweißnaht führt. Um dies zu verhindern, muss das maßgeschneiderte Kieselsäureelement frei von losen Partikeln sein. Der Schweißnahtbereich sollte bei allen Lagen vor dem Schweißen gereinigt werden. Für die Verwirklichung und den Aufbau der Paneele wurde eine lasergerechte Spannvorrichtung konstruiert und realisiert. Abbildung 2-15 illustriert den Schweißprozess und den Versuchsaufbau. Alle Schritte wie Schweißen, Schneiden des Überstands, Besäumschnitte oder Befestigungslöcher erfolgten in einer Prozessfolge. Abbildung 2-15: Aufbau und Schweißprozess 54

67 Die Aufspannung ist so konzipiert, dass die Toleranzvorgaben bis zur letzten Prozessfolge gewährleistet sind. Der Laserportalroboter RLP16 von Reis Robotics wurde mit dem neuen Kombikopf F2-X von Laserfact ausgerüstet. Der FaserlaserYLR4000SS von IPG wurde mit einer Prozessfaser mit einem Durchmesser von 100 μm an das integrierte Strahlführungssystem angebunden und mit einer maximalen Leistung von 3,5 kw betrieben. Schneiden des Überstands Die Bauteile müssen beiden Tests der Prototypen eine möglichst geringe Wärmebrücke aufweisen. Zur Verringerung dieser wurde der Überstand, bestehend aus Decklage, Hilfsrahmen und dazwischen liegender Edelstahlfolie, nach dem Schweißen der Prototypen - ohne Werkzeugwechsel - exakt entlang der Schweißnaht mit dem Kombikopf lasergeschnitten und besäumt. Abbildung 2-16: Schneiden und Besäumen des Überstands Evakuieren der Paneele Die Vakuum-Isolationspaneelen wurden mit einer Turbopumpe der Firma Leybold-Heraeus, Typ D16 BCS, Saugvermögen 16 m³/h evakuiert. In der Mitte der Decklage der VIPs wurde ein KF Vakuumventil angeschweißt und über eine Gasschleuse (DN25 KF) bis ca mbar evakuiert. Das eingeschweißte Vakuumventil kann jederzeit unter Ausschluss der Umgebungsatmosphäre hermetisch geöffnet und verschlossen, der vorhandene Druck geprüft, der Evakuierungsvorgang wiederholt und der Sollzustand wiederhergestellt werden. Die Dichtheit der Verschlussventile beträgt mbar l s -1, die der Gasschleuse mbar l s -1. Die Gasschleuse ist abnehmbar und kann zum Schließen und Öffnen von mehreren Ventilen eingesetzt werden 55

68 Abbildung 2-17: Verschlussventil und Gasschleuse Abbildung 2-18: Fertiggestellter Prototyp nach der Evakuierung ca. (1000 X 665 X 20 mm) 56

69 2.2.9 Zusammenfassung Abgesehen von der signifikanten Verkürzung der Prozessketten, verbessert und vereinfacht der Kombikopf mit seinem integrierten Crossjet, der Variierbarkeit von Fokuslage und Düsenabstand sowie mit seiner autonomen Düse und den schnell austauschbaren Komponenten den gesamten Produktionsprozess bei der Herstellung von VIPs. Die Stoßkonfiguration eingeschweißte I-Naht am 3-lagigen Überlappstoß (Version F) erwies sich als die beste Variante zur Herstellung von Prototypen. Durch den Einsatz eines Hilfsrahmens wurde eine fehlerfreie Naht reproduziert. Der Schweißnahtbereich sollte bei allen Lagen vor dem Schweißen gereinigt werden. Die Verbindungsstellen sollen frei von Kieselsäurepartikeln oder jeglichen Verschmutzung sein. Ein leicht ansteigender Härteverlauf der Edelstahlfolie (ca. 80 HV) konnte im Bereich der Schweißnaht festgestellt werden. Diese ist allerdings nicht signifikant. Mit der innovativen Falttechnik wurde ein kostensparendes Verfahren entwickelt, das nur wenige Arbeitsschritte beinhaltet. Diese Falttechnik ist der Tiefziehtechnik hinsichtlich Umweltschutz und Wirtschaftlichkeit überlegen. Das Tiefziehverfahren erwies sich (im Blechdickebereich von 0,1 mm) vorerst als gescheitert. Mit evakuierten Dämmpaneelen und dem Einsatz von pyrogener Kieselsäure als Isolationsmaterial erreicht man Wärmeleitfähigkeiten, die um den Faktor fünf bis zehn geringer sind als jene von konventionellen Dämmstoffen. Die VIPs wurden problemlos bis ca mbar evakuiert. 2.3 Untersuchung der wärmetechnischen Eigenschaften FE-Simulation Vorab wird mittels FE-Simulation der zu prüfende Versuchskörper untersucht. Hierfür wird die Geometrie der Vakuum-Isolations-Paneele beschrieben. Sie besteht aus einer 1 mm dicken Edelstahlplatte, auf welche ein 20 mm dicker Stützkörper luftdicht verschweißt wird. Die umschließende Edelstahllage besitzt lediglich eine Stärke von 0,1 mm (Abbildung 2-19 oben). Den einzelnen Materialien werden die individuellen thermischen Eigenschaften zugeordnet (siehe Tabelle 2-1) und für den Probekörper werden Randbedingungen definiert, wie sie auch in den praktischen Versuchen herrschen. Im vorliegenden Fall bedeutet dies eine Innentemperatur von 21,96 C und eine Außentemperatur von -2,55 C. Die Unstetigkeit im Randgebiet wird im resultierenden Temperaturverlauf (Abbildung 2-19 unten) deutlich sichtbar. Tabelle 2-1: Materialeigenschaften Vakuum-Isolations-Paneele Wärmeleitfähigkeit Material λ [W/(mK)] Quelle Edelstahl 15 DIN EN VIP-Dämmung 0,008 BINE 57

70 Die Auswertung des Modells ergibt einen U-Wert von 0,375 W/(m 2 K) im ungestörten Bereich. Edelstahl VIP-Dämmung Temperatur [ C ] Abbildung 2-19: Simulation des Probekörpers (oben) und resultierender Temperaturverlauf (unten) Heizkastenverfahren / Hotbox Um die im Vorfeld mittels FE-Simulation ermittelten U-Werte größentechnisch einordnen zu können, wird das kalibrierte Heizkastenverfahren für inhomogene Bauteile angewendet. Hierbei befindet sich der Probekörper während der Messung zwischen zwei Räumen mit unterschiedlichen Temperaturen. Im gegebenen Falle ergibt sich durch einen 20 C warmen Raum und einen gegenüberliegenden -5 C kalten Raum eine Temperaturdifferenz von 25 C. Mit Hilfe einer Wärmestrommessplatte wird der Wärmestrom während der Messung festgehalten. All diese Informationen genügen dann um den U-Wert des Probekörpers zu bestimmen. Abbildung 2-20: Prinzip eines kalibrierten Heizkasten Abbildung 2-21: Vakuumpaneele mit Messtechnik 58

71 Infrarotaufnahmen Nach dem Einbau der Vakuum-Isolations-Paneele in die Hotbox wurden als erster Schritt Aufnahmen mit Hilfe einer Infrarotkamera gemacht. Um einen üblichen Emissionsgrad zu erzielen und die Qualität der Infrarotaufnahmen zu erhöhen wurde der Probekörper über die halbe Fläche mit Farbe besprüht. Die entstandenen Infrarotaufnahmen sind folgend aufgeführt. Die aufgeführten Aufnahmen können allerdings nur qualitativ bewertet werden, da bereits beim Öffnen der Hotbox Temperaturverschiebungen auftreten. Dies wird besonders deutlich anhand des Temperaturspektrums der kalten Prüfseite. Nach wenigen Momenten ist die Oberflächentemperatur bereits auf bis zu 4 C (verglichen zu -5 C) angestiegen. Um auch quantitativ auswertbare Ergebnisse zu erzielen werden Temperaturmessfühler benötigt. Abbildung 2-22: Warme Seite (unten) Abbildung 2-23: Warme Seite, Übergang Farbe Abbildung 2-24: Temperaturverlauf über die Breite Abbildung 2-25: Kalte Seite (unten) Messergebnisse Um aussagekräftige Temperaturmessungen durchführen zu können wurden vier Messfühler PT_100 verwendet, welche zusammen mit einem Spider 8 quantitativ nützliche Ergebnisse liefern. Es wurden jeweils zwei Fühler benutzt um die genauen Raumtemperaturen zu bestimmen und zwei um die einander gegenüberliegenden Oberflächentemperaturen zu ermitteln. Folgend werden die Ergebnisse dargestellt. 59

72 Abbildung 2-26: Temperaturverlauf Mitte 1, ungestörter Bereich Abbildung 2-27: Temperaturverlauf Mitte 2, ungestörter Bereich Abbildung 2-28: Temperaturverlauf Rand 1, gestörter Bereich Abbildung 2-29: Temperaturverlauf Rand 2, gestörter Bereich Auswertung im ungestörten Bereich Für die Auswertung werden hier vereinfacht die gemessenen Temperaturen gemittelt: Abbildung 2-30: Gemittelte Temperaturen Mit Hilfe der Wärmestrommessplatte kann der vorhandene Wärmestrom ermittelt werden. Dazu muss lediglich der gemessene Stromfluss in der Induktionsplatte von 560 mv umgerechnet werden. Der Skalierungsfaktor der benutzten Induktionsplatte kann dem Datenblatt entnommen werden und beträgt hier 64 mv/(w/m²). q = 560/64 = 8,75 W/m² 60

73 Durch Division des Wärmestromes durch die Temperaturdifferenz im System kann nun der Wärmedurchgangskoeffizient (U-Wert) für den ungestörten Mittelbereich ermittelt werden. U = 8,75/24,41 = 0,357 W/(m²K) Hiermit ist ein quantitativ aussagekräftiges Ergebnis erzielt worden, was auch auf Grund der nahezu übereinstimmenden FE-Simulation bekräftigt wird (U-Wert nach FE: 0,375 W/(m²K)). 61

74 3 Exemplarische Untersuchungen des Hallenbestandes 3.1 Übersicht der untersuchten Hallen In der Region Aachen-Köln-Düsseldorf wurden unter anderem folgende Gebäude in Stahlleichtbauweise untersucht DTG GmbH Düren-Niederzier Die von der Firma DTG GmbH in Düren-Niederzier genutzten Hallen, in der Grabenstr. 70, wurden 1980 gebaut und 2003 umgebaut und erweitert. Weitere Sanierungsmaßnahmen werden in Betracht gezogen. Im Fokus steht dabei die Luftdichtigkeit und Wärmebrücken an der Fassade. Bei dem Gebäudekomplex handelt es sich um zwei Produktionshallen einschließlich Regallager und einem angrenzenden Verwaltungsbau. Die beiden Hallen werden zur Lagerung und Montage genutzt, eine Halle z.t. für Produktion. Betriebszeiten sind von 7:00 bis 17:00 Uhr. Abbildung 3-1: DTG Ansicht Vorderseite Hallen- und Verwaltungsbau 62

75 Abbildung 3-2: DTG Grundriss EG TGA Heizung Hallen: Gas-Infrarot-Dunkelstrahler, 8 Stück, 33 V, calor schwank 33 L DE Erdgas H, isoliert, 14,160 mm lang, Nennwärmebelastung 32,4 kw, Gesamtwirkungsgrad 94 %; Temperatur in den Hallen: Tag 16 C, Nacht 12 C Abbildung 3-3: DTG Dunkelstrahler und Beleuchtung Bürotrakt: Gasheiztherme 27 kw, Buderus: Logamax plus GB , modulierende Umwälzpumpe, Nennleistung 29,9 kw; Speicher (TWW Bürotrakt): Vorlauftemperatur 50 C, Rücklauf 39 C; 400 l, Logalux SU 63

76 ; 130 m² Fußbodenheizung (Büro), Nacht- und Wochenendabsenkung Abbildung 3-4: DTG Wärmeversorgung Bürotrakt Beleuchtung Hallen: 5 Lichtbänder IP 20 Thorn 2/58 W, EVG, l = 64 m, Beleuchtungskörper pro Lichtband 21 Stück, Leistung W; Tageslichtnutzung: 14 Süd-Fenster 1 1,2 m (h b), 4 Lichtbänder Dach, 3 24 m, 11 Lichtkuppeln (Dach), ca. 1,5 1 m, 4 Lichtbänder (Wand Nord), 3 6 m, natürliche Lüftung - keine RLT, keine Kühlung Verbrauchsdaten 2005 Januar Februar März April Mai Juni Juli August September Oktober November Dezember Gesamt Gas [kwh] Wasser [m³] Januar Februar März April Mai Juni Juli August September Oktober November Dezember Gesamt Strom [kwh] Gas [kwh] Wasser [m³] Januar Februar März April Mai Juni Juli August September Oktober November Dezember Gesamt Strom [kwh] Gas [kwh] Wasser [m³] Januar Februar März April Mai Juni Juli August September Oktober November Dezember Gesamt Strom [kwh] Gas [kwh] Wasser [m³] Abbildung 3-5: DTG Verbrauchsdaten Strom, Gas, Wasser, Infrarotaufnahmen Datum: 8. Januar 2009, 10:40 bis 12:50 Uhr Außentemperatur: zu Beginn der Messung ca. -3,4 C, gegen Ende ca. -3,1 C Himmel bedeckt, Nebel (zu Beginn 87,9 % rel. LF, gegen Ende ca. 80 % rel. LF), fast Windstill, kein Niederschlag Innentemperaturen: nordwestliche (alte) Halle ca. 16 C, südöstliche (neue) Halle 15 C 64

77 Die Hallen wurden unter normaler Nutzung aufgenommen. Die Thermographie- Außenaufnahmen sind alle auf -5 bis 10 C skaliert, um sie vergleichbar zu halten. Die Innenaufnahmen sind auf 7 bis 21 C skaliert. Abbildung 3-6: DTG Ansicht Verwaltungsgebäude (Teilbereich) Abbildung 3-7: DTG vorderseitige Fassade (Nordost) Abbildung 3-8: DTG Tor, alte nordwestliche Halle (vorne) 65

78 Abbildung 3-9: DTG Fassade, neue südöstliche Halle (Südostfassade) Abbildung 3-10: DTG südöstliche Fassade (neue Halle) Abbildung 3-11: DTG rückseitige Fassade (Südwest) 66

79 Abbildung 3-12: DTG Detail Attika, neue südöstliche Halle Abbildung 3-13: DTG alte Fassade, alte nordöstliche Halle Abbildung 3-14: DTG Detail über dem hinteren Tor, neue Halle (innen) 67

80 Abbildung 3-15: DTG Detail Südostfassade, neue Halle, hinten (innen) Abbildung 3-16: DTG Detail Betonsockel, Südostfassade, neue Halle (innen) Abbildung 3-17: DTG Fenster Südostfassade, neue Halle (innen) 68

81 Abbildung 3-18: DTG Detail Lichtband, neue Halle (innen) Abbildung 3-19: DTG Detail Wärmebrücke, alte Nordostfassade, alte Halle (innen) Abbildung 3-20: DTG Detail Wärmebrücke, alte Nordostfassade, alte Halle, hinten (innen) 69

82 Abbildung 3-21: DTG Detail Lichtkuppel, alte Halle (innen) Wesentliche Ergebnisse der Thermografie: Die großen verglasten Tore stellen eine wärmedämmtechnische Schwachstelle dar. Die fehlende Dämmung im Fundamentbereich und der hochgezogene Betonsockel sind in der gesamten Halle gut zu erkennen. Die Attika weist an allen Fassaden außer der Südostfassade deutliche Schwachstellen auf. Es handelt sich höchstwahrscheinlich um Luftundichtigkeiten. Wärmebrückenwirkungen in den Anschlussbereichen der Stütze und der Fenster treten deutlich hervor. Luftundichtigkeiten sind wahrscheinlich an Dach und an den Eckstützen für die niedrigen Temperaturen im Innenraum verantwortlich. Die Strahlungsheizung heizt im Lager zu einem großen Teil die Lagerbestände und die Decke auf, weil sie nicht an die Bedingungen des Lagers angepasst ist. Eine tiefere Aufhängung entlang der Gänge wäre hier eine sinnvollere Lösung. Die Wärmebrückenproblematik der Kassettenwände wird in fast allen Thermografieaufnahmen deutlich Sportpark Kohlscheid Dreigeteilte Sporthalle für Soccer (2.500 m²), Badminton (1.300 m²), Tennis (2 Plätze) und Events (im OG) mit Sportsbar (EG, 300 m²). Öffnungszeiten: Belegung: Montag - Freitag von 07:00 24:00 Uhr Samstags & Sonntag von 10:00 20:00 Uhr Winter pro Abend Sommer pro Abend (Schätzung des Inhabers) 70

83 Abbildung 3-22: Sportpark Kohlscheid Hinteransicht Abbildung 3-23: Sportpark Kohlscheid Haupteingang / Gastronomiebereich 71

84 TGA Heizung Hallen: bis Oktober 2007: zentrale Zuluftanlage seit Oktober 2007: Gas-Dunkelstrahler Abbildung 3-24: Sportpark Kohlscheid große (Soccer-)Halle mit Dunkelstrahlern und Beleuchtung/Tageslicht Abbildung 3-25: Sportpark Kohlscheid kleine (Badminton-)Halle mit Dunkelstrahlern und Beleuchtung/Tageslicht 72

85 Fernwärme (enwor) 85 C (abgelesen ) Speicher 1500 l (58 C) l, Baujahr 1995 Betriebsweise: manuell platzweise; Gastronomie: außentemperaturgeführt, nach Bedarf RLT Abbildung 3-26: Sportpark Kohlscheid WRG Beleuchtung große Halle: 10 "Bänder", Leuchtstoffröhren kleine Hallen: 2+4 "Bänder", Leuchtstoffröhren Gastronomie: LEDs Kontrollsystem: manuell, platzweise schaltbar, WC durchgehend an, Baujahr: 1995 Verbrauchsdaten 2006 Januar Februar März April Mai Juni Juli August September Oktober November Dezember Gesamt Wärme [MWh] 145,30 114,40 107,90 34,90 10,30 6,20 4,90 5,80 6,50 12,40 41,50 59,00 549,10 Strom [kwh] , , , , , , , , , , , , , Januar Februar März April Mai Juni Juli August September Oktober November Dezember Gesamt Wärme [MWh] 60,70 55,00 50,40 12,30 5,30 0,00 5,20 5,40 7,80 24,30 70,02 97,96 394,38 Strom [kwh] , , , , , , , , , , , , , Januar Februar Wärme [MWh] 74,82 78,55 Strom [kwh] , ,00 Abbildung 3-27: Sportpark Kohlscheid Verbrauchsdaten Wärme (bis Okt nur Fernwärme, ab Okt. inkl. Gas) und Strom 73

86 Infrarotaufnahmen Abbildung 3-28: Sportpark Kohlscheid - Traufe Abbildung 3-29: Sportpark Kohlscheid - Tor Abbildung 3-30: Sportpark Kohlscheid - Innen 1 74

87 Abbildung 3-31: Sportpark Kohlscheid - Innen 2 Abbildung 3-32: Sportpark Kohlscheid - Bodenanschluss innen Abbildung 3-33: Sportpark Kohlscheid - Fensterfront 75

88 Abbildung 3-34: Sportpark Kohlscheid - Bodenanschluss außen Abbildung 3-35: Sportpark Kohlscheid - Fassade 3.2 RWTH-Stahlbau-Halle Die RWTH-Stahlbauhalle mit Baujahr 1993 wird als Versuchshalle des Lehrstuhls für Stahlbau genutzt. Die Halle wurde auf einer Fläche von ca m 2 errichtet und besitzt eine Stahlskelettstruktur die mit Stahlkassetten verkleidet ist. Neben der Versuchshalle befindet sich ein zweistöckiger Bürotrakt aus Mauerwerk, der durch eine Glasfassade direkt mit der Halle verbunden ist. 76

89 Abbildung 3-36: RWTH-Stahlbau-Halle Infrarotthermografie-Messungen Die Infrarotaufnahmen zeigen auch an der Stahlbau-Halle die typischen Problemstellen von solchen Hallenbauten. Das Tor und die Attika können als Schwachstellen identifiziert werden. Auch die Wärmebrückenproblematik der Kassettenwände wird hier deutlich. Abbildung 3-37: RWTH-Stahlbau-Halle Südansicht Abbildung 3-38: RWTH-Stahlbau-Halle Westansicht Blower-Door-Messung Randbedingungen: Innentemperatur: 22 C Außentemperatur: 3 C Volumen: m 3 77

90 Abbildung 3-39: RWTH-Stahlbau-Halle Westansicht Ergebnisse: n 50 = 2,3 h -1 V 50 = m 3 /h TGA Heizungs- und Lüftungstechnik Die Wärmeversorgung der Stahlbau-Versuchshalle des Instituts für Stahlbau an der RWTH Aachen erfolgt über einen Fernwärmeanschluss, über den auch das Zentrum Metallische Bauweisen e.v. (zmb) mit Heizwärme versorgt wird. Die thermische Leistung des Fernwärmeübertragers beträgt bei einer Vorlauftemperatur von 110 C und einer Rücklauftemperatur von 80 C etwa 170 kw therm. Die Stahlbauhalle wird lediglich über eine Luftheizung beheizt. Zu diesem Zweck wurden in der Halle 6 Lufterhitzer installiert, deren Wärmebereitstellung über einen dynamischen Heizkreis ausgeführt ist. Der dynamische Heizkreis ist ungeregelt. Der Bürotrakt als Anbau der Stahlbauhalle wird über einen statischen Heizkreis mit Wärme versorgt und ausschließlich über Heizkörper beheizt. Die Funktion des statischen Heizkreises wird über eine rein witterungsgeführte Regelung in Abhängigkeit von der Außentemperatur gesteuert. Die projektierte Heizleistung der Luftheizung wurde mit 120 kw therm, die des statischen Heizkreises mit 50 kw therm angegeben. Eine Trinkwarmwasserversorgung ist nicht vorgesehen. Da keine raumlufttechnischen Anlagen installiert sind, ist eine Belüftung der Halle bzw. die Gewährleistung eines angemessenen Luftwechsels nur über die Hallentore oder die 6 Oberlichtkuppeln möglich. Abbildung 3-40: vereinfachtes Heizungsschema der Stahlbauhalle 78

91 Abbildung 3-41: RWTH-Stahlbau-Halle Luftheizung, Beleuchtung Elektro-, Beleuchtungs- und Maschinentechnik Zur wissenschaftlichen Untersuchung und Optimierung von Bauwerken anhand von Modellen und anderen Konstruktionen wurde ein Windkanal in die Stahlbauhalle- Versuchshalle integriert. Des Weiteren verfügt die Stahlbauhalle über eine Krananlage sowie eine pneumatisch betriebene Hebebühne. Der elektrisch angetriebene Kompressor der Hebebühne befindet sich in einem separaten Container außerhalb der thermischen Gebäudehülle. Neben weiteren für die Stahlbearbeitung charakteristischen Werkzeugen und Maschinen, ist die Halle mit einem elektrischen Kompressor zur Drucklufterzeugung ausgestattet. Die Beleuchtungsanlage der Stahlbauhalle besteht aus drei Lichtbändern mit jeweils 20 Hallenleuchten, welche mit jeweilig mit 2 T8-Leuchtstofflampen bestückt sind. Die Strombegrenzung der Leuchtstofflampen erfolgt mittels induktiver bzw. verlustarmer Vorschaltgeräte (VVG). Aufgrund der zahlreichen induktiven Verbraucher in der elektrotechnischen Anlage der Stahlbauhalle ist eine Blindstromkompensationsanlage vorgesehen, jedoch bisher nicht realisiert worden. Der Bürotrakt besitzt eine bürotypische Ausstattung, wobei die Beleuchtung der Arbeitsräume über Leuchten mit Leuchtstofflampen erfolgt Monitoring Messkonzept Im Rahmen der derzeitigen Liegenschaftsverwaltung durch die RWTH Aachen wird unter anderem eine Verbrauchserfassung in einem momentan nur begrenzten Umfang durchgeführt. In Vorbereitung eines erweiterten Gebäudemanagements wurde die Fernwärme-Übergabestation jedoch bereits mit zwei Sensus PolluTherm-Rechenwerken zur Energieverbrauchsmessung in Heiz- und Kühlkreisläufen ausgestattet. Diese Rechenwerke erfassen über entsprechende Sensoren in den Vor- und Rücklaufleitungen die Temperaturen und Volumenströme der Heizkreise von Stahlbauhalle sowie zmb-halle und berechnen aus den Messwerten intern den Wärmestrom sowie den Wärmeverbrauch. Zu beachten ist, dass 79

92 hierbei die Wärmeverbräuche von statischem und dynamischem Heizkreis nicht getrennt voneinander erfasst werden können. Zudem werden im jetzigen Ausbauzustand des technischen Gebäudemanagements noch keine Daten durch die Gebäudeleittechnik aufgezeichnet, sondern die Zählerstände werden lediglich durch einen Beauftragten im monatlichen Rhythmus abgelesen und notiert. Zur Durchführung eines Monitorings mit einem Zeitraum von Februar 2011 bis Juni 2012 wurden die Sensus PolluTherm-Rechenwerke über eine M-Bus-Leitung mit einen Pegelwandler (Relay PW3) verbunden. Der Pegelwandler ermöglichte hierbei das Auslesen der Wärmemengenzähler mittels Anschluss eines Notebooks über eine RS232-Schnittstelle. Unter Verwendung der Software DOCOM CS der Firma Relay wurde das Notebook zur automatischen Fernauslesung der Messdaten konfiguriert, wobei in einem Intervall von 2 Minuten Vor- und Rücklauftemperaturen, Temperaturdifferenz sowie Volumenstrom, Heizleistung und kumulierter Wärmeverbrauch in einer Datenbank gespeichert wurden. Aufgrund der spezifischen Merkmale der PolluTherm-Rechenwerke und den begrenzten Möglichkeiten der verfügbaren Software war es nicht möglich Mittelwerte zu bilden, weshalb die erfassten Messdaten lediglich Momentanwerte darstellen. Der Aufbau der Messeinrichtung zur Wärmemengenerfassung, welcher im Fernwärmeanschlussraum der Stahlbauhalle erfolgte, ist in Abbildung 3-42 dargestellt. Abbildung 3-42: Messaufbau zur Erfassung der Wärmeverbrauchsdaten von Stahlbau- und zmb-halle Während der Durchführung einer kurzen Messkampagne von Dezember 2009 bis Mai 2010 wurde das Betriebsverhalten des statischen und dynamischen Heizkreises der Stahlbauhalle im Rahmen einer Wärmestrom- und Wärmemengenmessung untersucht. Der Aufbau der Messeinrichtung, wie in Abbildung 3-43 vereinfacht gezeigt, bestand aus zwei mobilen Ultraschall-Durchflussmengen-Messgeräten vom Typ Fluxus ADM 6725 (Flexim). Im Rahmen der Messungen wurden sowohl der Volumenstrom als auch die Vor- und Rücklauftemperaturen des statischen und dynamischen Heizkreises gemessen, was eine separate Erfassung des jeweiligen Wärmeverbrauchs und eine voneinander unabhängige Bewertung ermöglichte. Die Aufzeichnung der Messdaten erfolgte auf Basis von 10-Minuten- Mittelwerten. Wie Abbildung 3-43 zu entnehmen ist, wurden die Messgeräte im Fernwärmeanschlussraum der Stahlbauhalle installiert. 80

93 Abbildung 3-43: Messaufbau zur Wärmemengenmessung im statischen (1) und dynamischen (2) Heizkreis der Stahlbauhalle Ein wichtiges Element des durchgeführten Monitoring war die Messung der Hallentemperaturen in der Stahlbauhalle in der Zeit von Februar 2011 bis Juni 2012, was einerseits Rückschlüsse auf den Betrieb der Heizungsanlage und andererseits die Untersuchung der Überhitzungsproblematik der Stahlbauhalle im Speziellen bzw. von Hallen im Allgemeinen ermöglichen sollte. Zu diesem Zweck wurden an zwei Messstellen in der Halle jeweils vier Temperaturfühler in unterschiedlichen Höhen installiert, wie anhand von Abbildung 3-44 zu erkennen ist. Messstelle 1 befand sich in unmittelbarer Nähe zum Fernwärmeanschlussraum, wogegen die zweite Messstelle ungefähr in der Hallenmitte lag. Zur Messdatenerfassung und Aufzeichnung wurden vier programmierbare Datenlogger vom Typ Testo 175-T3 in Verbindung mit jeweils zwei Thermoelementen vom Typ T (Cu-CuNi) eingesetzt. Die Temperaturdatenaufzeichnung erfolgte als 5-Minuten-Mittelwerte. Abbildung 3-44: Anordnung der Temperaturfühler zur Messung der Hallentemperatur in unterschiedlichen Höhen und an zwei verschiedenen Messstellen Desweiteren wurden in einem begrenzten Zeitraum von Februar bis August 2011 Messungen im Anschlussfeld der Schaltanlage in der Niederspannungshauptverteilung der Stahlbauhalle durchgeführt, um die elektrischen Lasten des Gebäudes zu ermitteln. Hierbei wurden über Stromzangen bzw. Spannungsklemmen und unter Verwendung eines Leistungsmessgerätes vom Typ Fluke 1735 Power Logger relevante elektrische Parameter erfasst. Die Ausgabe des Messgerätes umfasste die Ermittlung von Wirkleistung, Blindleistung und Scheinleistung sowie dem Leistungsfaktor der elektrischen Anlage im Format von 5-Minuten-Mittelwerten. Der diesbezügliche Messaufbau ist anhand der Fotografien in Abbildung 3-45 nachvollziehbar 81

94 Abbildung 3-45: elektrische Leistungsmessung in der Niederspannungsschaltanlage der Stahlbauhalle Ergebnisse & Energiebilanz Die Ergebnisse der, von Februar 2011 bis Juni 2012 in der Stahlbauhalle durchgeführten, Hallentemperaturmessung in unterschiedlichen Höhen zeigte eine deutliche Temperaturschichtung, die abhängig von verschiedenen Faktoren unterschiedlich stark ausgeprägt war. Wie anhand der Abbildung 3-46 und Abbildung 3-47 zu erkennen ist, wird die Temperaturschichtung in der Stahlbauhalle wesentlich durch den Betrieb der Deckenwarmluftheizung bzw. durch die Positionierung der Lufterhitzer sowie dem Außenluftwechsel und den örtlichen Wetterbedingungen beeinflusst. Ein weiterer Einflussparameter ist der Betrieb des in der Stahlbauhalle installierten Windkanals, dessen Wirkung auf die Temperaturschichtung aufgrund fehlender Aufzeichnungen zu den Betriebszeiten jedoch nicht quantitativ beschrieben bzw. nachgewiesen werden kann. Abbildung 3-46 veranschaulicht den auf 5-Minuten-Mittelwerten basierenden Verlauf der Hallentemperaturen in den unterschiedlichen Höhen der Messpunkte 1 und 2 sowie den Verlauf der Außentemperatur und horizontalen Globalstrahlung im Februar Der Temperaturverlauf zeigt, dass sich die Temperaturschichtung im Bereich von Messpunkt 2 bzw. in unmittelbarer Nähe zu einem der Lufterhitzer an der Decke weniger stark ausbildet. Zu erkennen ist der Betrieb der Warmluftheizung an den impulsartig wiederkehrenden hohen Temperaturspitzen in den Schichten 2 bis 4, wobei die Wirkung der Warmluftheizung in der bodennahen Temperaturschicht 1 nur noch begrenzten Einfluss besitzt und Zugerscheinungen vermieden werden. Die Temperaturdaten von Messpunkt 1 lassen wie zuvor ebenfalls auf den Betrieb der Warmluftheizung schließen, wobei sich, auch aufgrund der unmittelbaren Nähe zum Heizungsraum, höhere Temperaturdifferenzen zwischen den Luftschichten 1 und 2 bzw. 2 und 3 zeigen. Des Weiteren ist anhand der Aufzeichnungen zu erkennen, dass infolge eines längeren Öffnens von einem oder beiden Hallentoren sowie weiteren Türen der Halle eine starke Durchmischung der Temperaturschichten auftritt, was bei niedrigen Außentemperaturen aufgrund des hohen Außenluftwechsels zu einem starken Abfall der Innenraumtemperatur führt. Nachweisbar ist dies beispielsweise am Tagestemperaturverlauf vom 18. / 22. / 23. Februar

95 Abbildung 3-46: Grafische Darstellung zu den Ergebnissen der Temperaturmessung im Februar 2011 für die Messstellen 1 (oben) und 2 (mitte) sowie den Außentemperatur- und Globalstrahlungsdaten (unten) am Standort der Stahlbauhalle in Aachen An weiteren Tagen im Februar 2011 (10. / 11. / 14. / 15. / 16.) sind anhand der Daten der Messstellen 1 und 2 weitere Temperatureinbrüche zu erkennen, die sich jedoch einzig auf die bodennahe Temperaturschicht beschränken. Fügt man den Beobachtungen den Umstand der räumlichen Nähe von Messpunkt 1 zu den Ventilatoren des Windkanals sowie eine, durch Messungen belegbare, erhöhte elektrische Last von ca. 50 kw bzw. 65 kvar hinzu, lässt dies auf den Betrieb des Windkanals hindeuten. Hierzu ist hinzuzufügen, dass der Anstieg der im Gebäude bezogenen elektrischen Leistung auch mit einer ungewöhnlichen Veränderung in der Temperaturschichtung einherging, was die Vermutung von Testdurchläufen am Windkanal stützt. Weitere Auffälligkeiten in der Temperaturschichtung zeigten sich jeweils am 12., 16. sowie 17. Februar 2011, wobei die Temperatur des bodennahen Sensors von Messpunkt 2 einen Anstieg um bis zu 6 K innerhalb weniger Minuten aufwies. Dieser Temperaturanstieg wurde in einem weitaus geringeren Maße auch durch die an die anderen Sensoren von Messpunkt 2 erfasst, jedoch nicht durch die Temperaturfühler an Messstelle 1. Da dieser kurzfristige aber immense Temperaturanstieg auch in anderen Monaten während der Heizperioden jedoch nicht während der Sommermonate zu beobachten war, ist von einem 83

96 Zusammenhang mit dem Betrieb eines unregelmäßig genutzten Gerätes mit hoher Leistung auszugehen. Das leicht schwingende Signal im Verlauf der messtechnisch in unterschiedlichen Raumhöhen erfassten Lufttemperaturen in Abbildung 3-46 lässt hingegen auf den Betrieb der Warmluftheizung bzw. den Luftvolumenstrom der Umlufterhitzer während der Heizperiode schließen. Überdies veranschaulicht der Verlauf der Raumtemperaturmessung am Standort von Messstelle 1 innerhalb der Stahlbauhalle den Außenwandeinfluss auf die Ausbildung einer ungleichmäßigen Temperaturverteilung im Innenraum. Hierbei ist zu erkennen, dass insbesondere die Temperatur im Aufenthaltsbereich mit Außenwandnähe (unterste Luftschicht, Messstelle 1) deutlich unterhalb der Temperatur im Aufenthaltsbereich der Raummitte verläuft. Abbildung 3-47: Darstellung der Temperaturschichtung in der Stahlbauhalle im August 2011 anhand der Temperaturmessungen in unterschiedlichen Höhen als Mittelwerte aus den Messstellen 1 und 2 Während der Monate ohne Heizbedarf und einem deutlich reduzierten Betrieb der Warmluftheizung ist, unter Berücksichtigung des Hallenbetriebes mit aktiver Hallenbeleuchtung und Maschinenbetrieb, die Ausbildung einer natürlichen Hallentemperaturschichtung zu erkennen. Am Beispiel von Abbildung 3-47 und dem dargestellten Verlauf der Hallentemperaturen in unterschiedlichen Höhen im August 2011, ist desweiteren eine deutliche Überhitzung der Halle bei hohen Außentemperaturen und einer ebenfalls hohen solaren Einstrahlung zu erkennen. Die Temperaturverläufe entsprechen dabei den Mittelwerten aus den Daten der Temperaturfühler von Messpunkt 1 und 2 mit jeweils annähernd identischen Höhen. Die Hallenüberhitzung zeigt sich insbesondere am 02. / 20. / 21. August 2011, wobei die Temperaturen unterhalb der Decke zeitweise auf über 32 C und im Aufenthaltsbereich auf 28 bis 29 C ansteigen. Gründe für eine Überhitzung der Halle resultieren aus den eingeschränkten Möglichkeiten zur Belüftung der Halle, da hier lediglich eine Fensterlüftung über die Hallentore und -türen realisierbar ist, sowie einer fehlenden Lüftungsanlage mit Kühlfunktion. Überdies bewirken die Fenstergalerie auf der Süd-Ost-Seite der Halle und das verglaste Eingangsportal einen weiteren solaren Wärmeeintrag in das Gebäude, welcher im Sommer neben der bereits vorhandenen 84

97 Abwärme durch die Beleuchtungsanlage und durch den eventuellen Betrieb von Maschinen zu zusätzlich unerwünschten Kühllasten im Innenraum führt. Bezugnehmend auf die Höhe des Temperaturgradienten zwischen den einzelnen Luftschichten war zu erkennen, dass dieser im messtechnisch erfassten Bereich zwischen Hallenboden und -decke und in einem Betrachtungszeitraum von Februar 2011 bis Januar 2012 mit steigender Höhe im Durchschnitt geringfügig abnimmt. Bis zu einer Höhe von ca. 3,8 m beträgt der durchschnittliche Temperaturgradient etwa 0,5 K/m. In Höhen zwischen 3,8 m und 5,8 m wurde rechnerisch ein mittlerer Temperaturgradient von 0,3 K/m ermittelt. Desweiteren wurde anhand eines Vergleichs zwischen der Heizperiode und den Sommermonaten, wie exemplarisch in Abbildung 3-48 geschehen, festgestellt, dass der Temperaturgradient im unteren Höhenbereich in der Heizperiode höher ist als Im Sommer. Demgegenüber ist der mittlere monatliche Temperaturgradient in Höhen über 3,8 m im Sommer höher als in der Heizperiode. Der maximale Temperaturgradient betrug im Beobachtungszeitraum, unabhängig von der Hallenhöhe, bis zu 2,8 K/m. Die Ausprägung der höhenabhängigen Temperaturgradienten in der Stahlbauhalle und damit der Temperaturschichtung wird stark durch den Betrieb der Warmluftheizung beeinflusst, wobei sich zeigte, dass die Warmluftheizung im unmittelbaren Bereich der Lufterhitzer zu einer Durchmischung der Temperaturschichten führt. Betrachtet man hierzu abschließend den Lufttemperaturgradienten über die gesamte Raumhöhe mit einem Mittelwert von ca. 0,35 K/m wird der Berechnungsansatz zur energetischen Bewertung von Warmluftheizungen durch die DIN V Teil 5 (Dezember 2011) (siehe Kapitel ) bestätigt. Diesbezüglich wird durch die genannte Norm ein mittlerer Anstieg der Lufttemperatur über die Gebäudehöhe von θ L = 0,35 K/m (DIN V (Dezember 2011), Tabelle 13) angegeben. Abbildung 3-48: Vergleich des aus den Messdaten rechnerisch bestimmten, mittleren monatlichen Temperaturgradienten (K/m) in unterschiedlichen Höhen Die Auswertungen der messtechnisch erfassten Hallentemperaturen anhand von Abbildung 3-49 und Abbildung 3-50 bestätigen die vorhergehend getroffenen Schlussfolgerungen hinsichtlich der Hallenüberhitzung. Dargestellt sind jeweils die Raumtemperaturen im Aufenthaltsbereich sowie in der Luftschicht unterhalb des Hallendaches in Abhängigkeit des gemäß DIN EN exponentiell gewichteten, gleitenden Mittelwertes der Außentemperatur (Aachen-Brand). In Abbildung 3-49 ist zu erkennen, dass sich die sommerlichen Innenraumtemperaturen im Aufenthaltsbereich der Stahlbauhalle überwiegend in einem Temperaturbereich zwischen 23 und 25 C bewegen. An vereinzelten Tagen waren im Aufenthaltsbereich auch Hallentemperaturen bis zu 29 C zu beobachten. In Anbetracht der zum Teil leichten bis mittelschweren Tätigkeiten mit einem hohen Aktivitätsgrad und zusätzlich wärmeerzeugender Geräte bzw. Maschinen ist die thermische Behaglichkeit in der Stahlbauhalle in den Sommermonaten als beeinträchtigt anzusehen. Die Hallentemperaturen in der obersten Luftschicht unterhalb des Hallendaches liegen hauptsächlich in einem 85

98 Bereich von 25 bis 27 C, was für die Ausbildung der zuvor beschrieben Temperaturgradienten spricht. Abbildung 3-49: Darstellung der stündlichen Mittelwerte der gemessenen Raumtemperaturen im Aufenthaltsbereich (links) und unterhalb des Daches (rechts) der Stahlbauhalle in Abhängigkeit des gleitenden Mittelwertes der Außentemperatur nach DIN EN in den Monaten Juni bis August 2011 Die in der vergangenen Heizperiode von Dezember 2011 bis Februar 2012 aufgezeichneten und beispielhaft in Abbildung 3-50 grafisch dargestellten Halleninnentemperaturen im Aufenthaltsbereich der Stahlbauhalle liegen vorwiegend in einem Temperaturbereich zwischen 19 und 22 C. Daran wird unter anderem ersichtlich, dass die Hallenheizung der Stahlbauhalle (Umlufterhitzer) innerhalb akzeptabler Temperaturgrenzen arbeitet. Abhängig vom Grad der ausgeübten Tätigkeiten in gewerblich, industriell oder labortechnisch genutzten Hallen werden Sollwerte für die Raumtemperaturen zwischen 15 und 20 C angestrebt, wobei Warmluftheizungen in der Regel ein höheres Lufttemperaturniveau zum Erreichen einer angemessenen thermischen Behaglichkeit benötigen. Die Innentemperaturen unterhalb des Hallendaches bewegen sich hauptsächlich in einem Bereich zwischen 21 und 25 C. Bedingt durch den Aufbau des Hallendaches mit Oberlichtern als wärmeschutztechnischen Schwachstellen, dem verhältnismäßig großen Flächenanteil sowie den höheren Raumtemperaturen unterhalb des Hallendaches entstehen in diesem Bereich der Gebäudehüllfläche in den Heizperioden die größten Transmissionswärmeverluste. Abbildung 3-50: Darstellung der stündlichen Mittelwerte der gemessenen Raumtemperaturen im Aufenthaltsbereich (links) und unterhalb des Daches (rechts) der Stahlbauhalle in Abhängigkeit des gleitenden Mittelwertes der Außentemperatur nach DIN EN in den Monaten Dezember 2011 bis Februar 2012 Eine in der Heizperiode Ende 2009 bzw. Anfang 2010 durchgeführte Wärmemengenmessung mittels zweier mobiler Ultraschall-Durchflussmengenmessgeräte zeigte in Bezug auf den stationären Heizkreis der Stahlbauhalle des erwartete Betriebsverhalten eines Heizkreises mit witterungsgeführter Regelung. Wie Abbildung

99 mit den grafisch dargestellten Messdaten vom Mai 2010 zu entnehmen ist, wird der Volumenstrom der Pumpe im statischen Heizkreis entsprechend den äußeren Umweltbedingungen bzw. der Umgebungstemperatur geregelt. Ab dem 21. Mai 2010 war praktisch kein Heizbetrieb im statischen Heizkreis des Bürotraktes mehr erkennbar. Die während dieser Messkampagne 2009/2010 ermittelte maximale thermische Leistung überschritt die projektierte Heizleistung von 50 kw nicht. Die, durch ein geregeltes Drehwegeventil realisierte, Rücklaufbeimischung begrenzt die Vorlauftemperaturen im statischen Heizkreis auf maximal 80 C. Wie bereits aus der vorherigen Anlagenbeschreibung hervorgeht, ist der dynamische Heizkreis der Warmluftheizung in der Stahlbauhalle praktisch ungeregelt. Die Heizkreispumpe fördert hier einen konstanten Volumenstrom in Höhe von ca. 3,5 bis 4,0 m³/h, was anhand von Abbildung 3-52 mit der Darstellung der messtechnisch erfassten Vor- und Rücklauftemperaturen sowie des Volumenstroms im Mai 2010 ersichtlich ist. Die Vorlauftemperatur im dynamischen Heizkreis ist ebenso wie der Volumenstrom ungeregelt und entspricht somit dem vom Fernwärmenetz gelieferten Temperaturniveau von 90 bis 100 C. Der dynamische Heizkreis ist somit ungeachtet der Innenraumtemperaturen der Halle ständig in Betrieb und verursacht außerhalb der Heizperiode einen nicht notwendigen Mehrverbrauch an Energie. Darüber hinaus leistet der Warmluftheizkreis im Sommer einen entsprechenden Beitrag zur bereits angesprochenen Hallenüberhitzung Abbildung 3-51: Ergebnisse der mobilen Ultraschall-Volumenstrom- und Wärmemengenmessung im Mai 2010 mit Darstellung der Vor- und Rücklauftemperatur (oben) sowie des Volumenstroms (unten) für den statischen Heizkreis der Stahlbauhalle 87

100 Abbildung 3-52: Ergebnisse der mobilen Ultraschall-Volumenstrom- und Wärmemengenmessung im Mai 2010 mit Darstellung der Vor- und Rücklauftemperatur (oben) sowie des Volumenstroms (unten) für den dynamischen Heizkreis der Stahlbauhalle Die Fortführung der Bewertung des Betriebsverhaltens der Hallenheizung vom Februar 2011 bis Juni 2012 mittels stationärer Wärmemengenzähler bestätigte die zuvor ermittelten Resultate. Der exemplarisch in Abbildung 3-53 dargestellte Verlauf der abgerufenen Fernwärme-Heizleistung der Stahlbauhelle im Juni 2011 in Relation zum ebenfalls abgebildeten Verlauf von Außentemperatur und Globalstrahlung lässt auf eine dauernd anliegende thermische Grundlast in Höhe von ungefähr 20 kw therm schließen. Die dabei zu beobachtende Temperaturdifferenz zwischen dem Vor- und Rücklauf am Heizkreisverteiler betrug ca. 5 K. Wie bereits einleitend erwähnt, war während der zweiten Messkampagne eine differenzierte Wärmemengenmessung in stationärem und dynamischem Heizkreis nicht möglich. Ausgehend von den Ergebnissen der ersten Messreihe kann jedoch mit hoher Sicherheit die Aussage getroffen werden, dass außerhalb der Heizperiode allein der ungeregelte, dynamische Heizkreis für den unnötigen Wärmeverbrauch verantwortlich ist. 88

101 Abbildung 3-53: Verlauf der messtechnisch erfassten thermischen Heizleistung am Heizkreisverteiler der Stahlbauhalle (oben) sowie der Außentemperatur und der Horizontal-Globalstrahlung (unten) im Juni 2011 Das nachfolgend in Abbildung 3-54 dargestellte Rasterdiagramm veranschaulicht die im März 2012 in der Stahlbauhalle angeforderte Fernwärme-Heizleistung in Abhängigkeit von den Tagen im Monat und der Tageszeit. Hieraus lassen sich neben den Betriebszeiten der Warmluftheizung unter anderem auch die jeweils benötigte Heizleistung in einfacher Art und Weise ablesen. Zu erkennen ist beispielsweise der intermittierende Betrieb der Warmluftheizung an mehreren Tagen im März Die im Betrachtungszeitraum ermittelte Heizleistung der Stahlbauhalle überschritt bis auf wenige, kurzzeitig auftretende, hohe Lastspitzen nicht die Grenze von 120 kw therm. Abbildung 3-54: Rasterdiagramm des gemessenen Gesamtwärmeverbrauchs (statischer und dynamischer Heizkreis) der Stahlbauhalle im März

102 Die Energiebilanz der Stahlbauhalle für die Monate von Februar 2011 bis Juni 2012, dargestellt mithilfe eines Balkendiagramms in Abbildung 3-55, weist einen ganzjährig hohen Energiebedarf aus, welcher in der Heizperiode bis zu 32,71 MWh/mon erreichte und während der Sommermonate nicht unter 12,84 MWh/mon fiel. Der Energiekennwert der Stahlbauhalle ohne Witterungsbereinigung und bezogen auf die Gesamtnutzfläche einschließlich des Bürotraktes und der Technikräume in Höhe von 1564,01 m², beträgt 148,2 kwh/(m² a). Bezieht man den messtechnisch erfassten Energieverbrauch auf das Nettoluftvolumen der Stahlbauhalle von 8821,64 m³ resultiert ein volumenbezogener Energiekennwert von 26,3 kwh/(m³ a). Abbildung 3-55: Energiebilanz (nicht witterungsbereinigt) der Stahlbauhalle für die Monate von Februar 2011 bis Juni 2012 Eine im Zeitraum von Februar bis August 2011 durchgeführte elektrische Leistungsmessung erbrachte aufgrund fehlender Informationen zu den Betriebszeiten und Arbeitsabläufen sowie zu den Nennleistungen der elektrischen Betriebsmittel keine aussagekräftigen Ergebnisse hinsichtlich der Aufstellung eines fundierten Nutzungsprofils für die Stahlbauhalle. Jedoch konnte festgestellt werden, dass wochentags gegen 7:00 Uhr die Beleuchtungsanlage in der Halle eingeschaltet wird. Dies ist auch unter Betrachtung der Rasterdiagramme für die messtechnisch erfasste Wirkleistung in Abbildung 3-56, Blindleistung in Abbildung 3-57 sowie dem jeweils berechneten Leistungsfaktor in Abbildung 3-58 auf Basis der Messdaten vom Mai 2011 nachvollziehbar. Die Beleuchtungsanlage der Stahlbauhalle, bestehend aus T8-Leuchtstofflampen mit induktiven Vorschaltgeräten, benötigt eine Wirkleistung von ca. 20 kw elek, wobei ein in etwa gleich großer Blindleistungsanteil auftritt. Dieser hohe Blindstromanteil bewirkt eine erhebliche Senkung des Leistungsfaktors auf ungefähr 0,6, was gleichbedeutend mit höheren elektrischen Übertragungsverlusten zu werten ist. 90

103 Abbildung 3-56: Rasterdiagramm der gemessenen Wirkleistung als Anteil des elektrischen Leistungsbedarfs der Stahlbauhalle im Mai 2011 Abbildung 3-57: Rasterdiagramm der gemessenen Blindleistung als Anteil des elektrischen Leistungsbedarfs der Stahlbauhalle im Mai 2011 Abbildung 3-58: Rasterdiagramm des ermittelten Leistungsfaktors des elektrischen Energieverbrauchs der Stahlbauhalle im Mai

104 An mehreren Wochentagen ist zudem das Einschalten eines weiteren oder mehrerer induktiver Verbraucher zu erkennen, was sich neben einem Anstieg der Wirkleistung vor allem in einer höheren induktiven Blindleistung und einem auf das Niveau von 0,5 sinkenden Leistungsfaktor abbildet. Da nur wenige, unzureichende Informationen zur technischen Ausstattung der Stahlbauhalle und kein Nutzungsplan vorliegen, kann im Nachhinein keine gesicherte Aussage zur Art der genutzten Betriebsmittel gemacht werden. Aufgrund der technischen Ausstattung der Stahlbauhalle mit einer pneumatisch betriebenen Hebebühne, einem Druckluftkompressor sowie einem Windkanal und den zugrunde liegenden, physikalischen Gesetzen elektrischer Betriebsmittel mit Motoren, Transformatoren oder anderen induktiven Bauteilen ist zu vermuten, dass es sich im zuvor angesprochenen Fall um eines der genannten Geräte handelt. Auch die Höhe der elektrischen Wirkleistung von ungefähr 30 kw bzw. der verursachten Blindleistung von ca. 40 kvar weisen auf ein Betriebsmittel höherer Leistung hin. Die elektrische Grundlast der Stahlbauhalle in Nicht-Nutzungszeiträumen liegt bei einer Scheinleistung von ca. 5 kva, wobei der Leistungsfaktor während dieser Zeit zwischen 0,80 und 0,97 schwankt. Eine in den, zur Verfügung stehenden, Stromlaufplänen der Stahlbauhalle vorgesehene Blindstromkompensationsanlage wurde bisher nicht realisiert. Das Fehlen einer Blindstromkompensation macht sich in Anbetracht der vergleichsweise ineffizienten Beleuchtungsanlage und der Anzahl bzw. Leistung der induktiven Verbraucher in dem beschrieben Betriebsverhalten der elektrischen Anlage der Stahlbauhalle negativ bemerkbar. Der im Betrieb der Stahlbauhalle bzw. im Bereich der elektrotechnischen Energieversorgung häufig auftretende Blindenergieanteil kann nicht genutzt bzw. in nutzbare Arbeit umgewandelt werden, belastet jedoch mit höheren Verlusten die elektrischen Energieversorgungleitungen. Zudem ist der nicht nutzbare Blindenergieanteil abhängig von den Vertragsbedingungen mit dem Energieversorger zumeist ebenfalls zu bezahlen, was sich in vermeidbar höheren Betriebskosten niederschlägt. Witterungsbereinigung und Normierung der Wärmeverbrauchsdaten Hinsichtlich der energetischen Charakterisierung der Stahlbau-Versuchshalle der RWTH Aachen und der orts- bzw. zeitunabhängigen Vergleichbarkeit des Wärmeverbrauchs wurde eine Witterungsbereinigung der erfassten Verbrauchsdaten durchgeführt. Aufgrund des begrenzten Monitoring-Zeitraums war eine Bereinigung der Fernwärmeverbrauchsdaten mittels Klimakorrekturfaktoren (siehe Tabelle 3-1) nach den Regeln für Energieverbrauchskennwerte und der Vergleichswerte im Nichtwohngebäudebestand vom 30.Juli 2009 [BMVBS_2009], herausgegeben durch das Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung, jedoch nicht sinnvoll. Anstelle dieser Witterungsbereinigung für die Verbrauchsdaten eines definierten Abrechnungszeitraumes wurde stattdessen eine monatliche Bereinigung der gemessenen Fernwärmeverbrauchsdaten gemäß VDI 3807 Blatt 1 unter Verwendung von Gleichung (3-1) durchgeführt. (3-1) 92

105 Tabelle 3-1: Auszug aus der vom Deutschen Wetterdienst (DWD) bereitgestellten Excel-Tabelle mit Klimafaktoren für verschiedene Abrechnungszeiträume und Postleitzahlenbereiche Zeitraum Postleitzahl Ort von bis Düsseldorf 1,37 1,31 1,34 1,27 1,27 1, Aachen 1,24 1,19 1,21 1,15 1,15 1,14 Die hier durchgeführte Witterungsbereinigung der monatlichen Fernwärmeverbrauchsdaten basiert auf den Gradtagzahlen für den Standort Würzburg, welcher zur Festlegung des Referenzklimas für Deutschland dient. Die benötigten, monatlichen Gradtagzahlen wurden aus dem Standard-Wetterdatensatz (langjähriges Mittel) des genannten Referenzortes ermittelt. Da für den Standort der Stahlbauhalle in Aachen im Zeitraum des Monitoring jedoch kein vollständiger Wetterdatensatz zur Verfügung stand, mussten die diesbezüglichen monatlichen Gradtagzahlen unter Verwendung von Wetterdaten für den Stadtteil Aachen- Brand ermittelt werden. Wie dem Vergleich zwischen den hier verwendeten Klimafaktoren und den, vom DWD ermittelten, Klimafaktoren in Tabelle 3-2 zu entnehmen ist, kann die Genauigkeit der verfügbaren und als Grundlage genutzten Wetterdaten unter Berücksichtigung des Verwendungszweckes als ausreichend bewertet werden. Tabelle 3-2: Vergleich zwischen den vom DWD ermittelten Klimafaktoren und den im Rahmen des Projektes berechneten Klimafaktoren für den Standort der Stahlbauhalle in Aachen von Zeitraum bis Klimafaktoren für Aachen Deutscher Wetterdienst (DWD) Aachen-Brand Plz ,24 1, ,19 1, ,21 1, ,15 1, ,15 1, ,14 1,15 Die Ergebnisse der Fernwärmeverbrauchsmessung sowie der Witterungsbereinigung der Verbrauchsdaten sind der nachfolgenden Tabelle 3-3 zu entnehmen. 93

106 Tabelle 3-3: Parameter der Witterungsbereinigung und Gegenüberstellung des messtechnisch erfassten und des bereinigten, monatlichen Fernwärmeverbrauchs Monat Gradtagzahl Fernwärmeverbrauch Würzburg (witterungsbereinigt) Aachen (gemessen) (langjähriges Mittel) [Kd] [Kd] [kwh/mon] [kwh/mon] Februar ,3 443, März ,6 429, April ,6 171, Mai ,4 122, Juni ,3 88, Juli ,9 81, August ,5 52, September ,6 72, Oktober ,4 262, November ,6 361, Dezember ,1 473, Januar ,6 504, Februar ,3 607, März ,6 373, April ,6 348, Mai ,4 136, Juni ,3 99, Der aus den Messdaten errechnete, über ein Jahr gemittelte und witterungsbereinigte Jahreswärmeverbrauch der Stahlbauhalle beträgt kwh/a. Bezogen auf die 1.564,01 m² große Nutzfläche der Stahlbauhalle einschließlich der Nebenräume resultiert ein normierter Wärmeverbrauch in Höhe von 177,1 kwh/(m²a). Unter Bezugnahme auf das Nettoraumvolumen der Stahlbauhalle mit 8.821,64 m³ wurde ein Energiekennwert von 31,4 kwh/(m³a) ermittelt. Abbildung 3-59: Jahresprofil des gemessenen und bereinigten Fernwärmeverbrauchs der der Stahlbau-Versuchshalle der RWTH Aachen am Standort Aachen basierend auf den Ergebnissen des Monitoring von Feb bis Jun

107 Optimierungsvorschläge Ein wesentlicher Vorschlag zur Optimierung des Betriebsverhaltens der Gebäudetechnik in der Stahlbauhalle bezieht sich auf notwendige technische Maßnahmen zur Regelung des dynamischen Heizkreises der Warmluftheizung. Im vorliegenden Bestand werden die Lufterhitzer raumtemperaturabhängig durch eine Anpassung der Ventilatordrehzahl geregelt, wobei der Heizkreis ungeregelt mit einem über den Jahresverlauf konstanten Volumenstrom betrieben wird. Eine mögliche Optimierung der Warmluftheizung sieht, zusätzlich zur bereits vorhandenen Regelung der Lufterhitzer, eine witterungs- oder raumtemperaturabhängige Regelung des Heizkreises vor. Dies kann durch eine entsprechende Steuerungseinheit geschehen, welche die Förderleistung der Heizkreispumpe regelt bzw. diese bei fehlender Anforderung deaktiviert. Eine weitere Lösungsvariante kann durch den Aufbau einer Gebäudeautomation realisiert werden, die ihrerseits im Rahmen des Gebäudemanagements und mittels eines angepassten Steuerungsprogramms die gesamte Heizungstechnik der Stahlbauhalle regelt. Darüber hinaus wurde im Rahmen des Monitoring festgestellt, dass auch das Nutzerverhalten als ursächlicher Faktor für den hohen Heizwärmeverbrauch zu nennen ist, da oftmals Türen oder Tore der Stahlbauhalle in der Heizperiode für einen unnötig langen Zeitraum offen gehalten werden. Diesbezüglich wird empfohlen die Nutzer der Stahlbauhalle dahingehend zu sensibilisieren und entsprechende Hinweisschilder anzubringen. Jedoch ist im Kontext zu berücksichtigen, dass innerhalb der Stahlbauhalle in einem begrenzten Umfang auch Fertigungsprozesse (z.b. Schweißen, Kleben, Lackieren) ablaufen, die ihrerseits zu einer zusätzlichen Belastung der Raumluft mit Schadstoffen führen können. Es sollte daher im Vorfeld weiterer Maßnahmen geklärt werden, ob zur Beseitigung der eventuell freigesetzter Schadstoffe industrielle Absaugungen oder generell eine Modernisierung der Hallenheizung durch Installation einer Lüftungsanlage mit Wärmerückgewinnung und Filtereinrichtungen zu erwägen ist. Ein weiterer Optimierungsvorschlag betrifft die Beleuchtungsanlage, die noch immer mit induktiven Vorschaltgeräten und T8-Leuchtstofflampen bestückt ist. Des Weiteren fehlen Elemente einer intelligenten Beleuchtungssteuerung, wie beispielsweise Präsenzmelder, die bei Nicht-Benutzung der Halle die Beleuchtung dimmen oder deaktivieren. Diesbezüglich wird eine Überarbeitung des Beleuchtungskonzepts empfohlen, wobei im einfachsten Fall ein Austausch der bestehenden Lampen gegen moderne T5-Leuchtstofflampen mit elektronischen Vorschaltgeräten zu erwägen ist. Neben einer höheren Energieeffizienz dieser Lampen, können die bereits installierten Wannenleuchten erhalten bleiben. Weitere Vorteil eines Lampenwechsels sind ein generell geringerer Energieverbrauch und überdies auch ein wesentlich reduzierter Blindenergieanteil am elektrischen Energieverbrauch. Wie bereits angemerkt, wurde in den Stromlaufplänen der Stahlbauhalle im Planungsstadium bereits eine Blindstromkompensationsanlage vorgesehen, die bisher nicht realisiert worden ist. In Anbetracht der Vielzahl an vorhandenen induktiven Verbrauchern und der Höhe der im Verlauf des Monitoring messtechnisch erfassten Blindleistung wird der Einsatz einer automatisch geregelten Blindstromkompensationsanlage empfohlen. Diese, zumeist durch einen Mikroprozessor geregelten, Kompensationsanlagen passen die notwendige Kondensatorkapazität den jeweiligen Bedarfssituationen an und verhindern eine Überkompensation beim Abschalten großer induktiver Lasten. 95

108 3.2.5 Ergebnisse der dynamischen Gebäudesimulation Die im Rahmen dieses Vorhabens durchgeführte dynamische Gebäudesimulation der Stahlbauhalle verfolgte die Zielstellung unter Verwendung eines geeigneten numerischen Simulationsmodells die Hallentemperaturschichtung abzubilden sowie die wesentlichen Energieflüsse zu untersuchen. Die Umsetzung des Simulationsmodells erfolgte in Matlab/Lacasa als Kombination einer thermischen Gebäude- und Anlagensimulation. Im Vorfeld der Modellerstellung wurde anhand der vorhandenen Gebäudepläne zunächst ein virtuelles, dreidimensionales Modell der Stahlbauhalle (siehe Abbildung 3-60) in AutoCAD angefertigt, welches die Erstellung des Simulationsmodells unter Matlab/Lacasa erheblich unterstützte. Grundlegendes Element der thermischen Gebäudesimulation war die Berechnung der Sichtfaktoren zwischen den Innenflächen. Darauf aufbauend werden im Simulationsmodell der langwellige Strahlungsaustausch und die Verteilung der kurzwelligen Solarstrahlung im Innenraum berechnet. Insbesondere hinsichtlich des großflächig verglasten Eingangsbereiches sowie der langen Fensterbänder an der Ost- bzw. Westseite des Gebäudes war eine korrekte geometrische Abbildung der Halle im Simulationsmodell notwendig, um die solaren Wärmegewinne im Innenraum mit angemessener Genauigkeit abbilden zu können. Ein weiteres Element des thermischen Hallengebäudemodells ist die Modellierung von vier Luftschichten. Die wesentlichen mathematischen Grundlagen des thermischen Gebäudesimulationsmodells werden in Kapitel 4.4 näher diskutiert, weshalb an dieser Stelle auf diesbezügliche Erläuterungen verzichtet wird. Abbildung 3-60: Grafische Darstellung des dreidimensionalen Modells der Stahlbauhalle als Grundlage der dynamischen Gebäudesimulation in Lacasa (MATLAB) Wenngleich die Module des thermischen Gebäudemodells in Matlab/Lacasa zur Abbildung von thermischen Raumknoten bzw. zur Simulation des Wärmeaustausches zwischen Umgebung und Gebäudehülle, der Wärmeübertragung innerhalb der Gebäudestruktur und der Wärmeleitung durch die Gebäudebauteile validiert sind und Ergebnisse mit hoher Genauigkeit liefern, traten bei der Modellierung der Anlagentechnik einige Probleme auf. Dies betrifft jedoch lediglich die Modellierung der Umlufterhitzer in der Stahlbauhalle, da dieses Element der Anlagentechnik bisher nicht in Matlab/Lacasa implementiert war und hierfür neue Funktionsblöcke entwickelt werden mussten. Dabei waren neben regelungstechnischen Fragestellungen insbesondere Aspekte der Strömungsmechanik im Gebäude von ausschlaggebender Bedeutung. Hinsichtlich der Abbildung der Regelung von Umlufterhitzern in Matlab/Lacasa musste aus Gründen einer begrenzten Projektlaufzeit auf bereits existierende Funktionsblöcke zur Regelung von konventionellen Heizkreisen 96

109 zurückgegriffen werden, wodurch es nur bedingt möglich war, ein realistisches Funktionsschema der Umluftheizung nachzubilden. Die Auswirkung dessen auf die Simulation führte zu einem zeitweise ununterbrochenen Betrieb der Umlufterhitzer, so dass im Ergebnis für die Heizperiode ein geringfügig überhöhter Nutzwärmebedarf simuliert wurde. Des Weiteren konnten systembedingte Eigenschaften der Umlufterhitzer, wie die Regelung des Volumenstroms sowie die vertikale Eindringtiefe oder das Temperaturprofil des Luftvolumenstroms ohne eine detaillierte strömungsmechanische Simulation in Matlab/Lacasa nicht korrekt nachgebildet werden. Zudem ist der Betrieb der Umlufterhitzer in der Stahlbauhalle weiteren Einflüssen infolge der auftretenden Luftströmung im Innenraum, hervorgerufen durch den Infiltrationsluftwechsel und den Betrieb des Windkanals, unterworfen. Weiterhin sind strömungstechnisch relevante Einflüsse durch die Innenausstattung der Halle (Geräte, Regale, Windkanal, gelagerte Materialien) zu berücksichtigen. Eine zur Evaluierung der Anlagensimulation notwendige thermodynamische bzw. strömungsmechanische Simulation mittels zusätzlicher Programme (z.b. Ansys, Comsol) war im Rahmen des Vorhabens jedoch nicht möglich, so dass ein rein theoretisches Modell der Umluftheizung zur Modellierung der Anlagentechnik in der Stahlbauhalle verwendet werden musste. Hieraus entstehende Fehler und abweichende Simulationsergebnisse können aufgrund der genannten Faktoren abschließend nicht quantifiziert werden. Die Abbildung der Raumheizung des Bürotraktes durch Radiatoren bleibt hiervon unberührt, da die diesbezüglichen Funktionen in Lacasa validiert wurden. Im Ergebnis der dynamischen Gebäudesimulation wurde die Abbildung eines Hallentemperaturprofils mit vier Luftschichten realisiert, welches auf vier gekoppelten, thermischen Raumknoten basiert. Die Jahrestemperaturverläufe der modellierten Luftschichten entsprachen dabei weitestgehend den Erwartungen, ausgehend von den zuvor diskutierten Messungen der Lufttemperaturen in der Stahlbauhalle (siehe Kapitel 3.2.4). Abweichungen vom erwarteten Hallentemperaturprofil zeigten sich anhand teilweise zu hoher oder zu niedrigen Temperaturgradienten zwischen den simulierten Luftschichten, einer vom realen Verlauf abweichenden Temperaturschichtung während der Heizperiode oder einer zeitweise ungewöhnlich hohen Temperatur in der obersten Luftschicht unterhalb des Hallendaches. Dennoch wurde in Anbetracht der begrenzten Möglichkeiten zur Abbildung eines realen Hallenbetriebs ein zufriedenstellendes Endergebnis erreicht, wie anhand des Vergleichs von Abbildung 3-61 und Abbildung 3-62 ersichtlich wird. 97

110 Abbildung 3-61: grafische Darstellung der gemessenen Hallentemperaturen als Mittelwerte der zwei Messstellen sowie der Wetterdaten (Außentemp. / Globalstrahlung) vom Abbildung 3-62: mittels Matlab/Lacasa simulierte Temperaturschichtung in der Stahlbauhalle sowie Außentemp. und Globalstrahlung (Standardwetterdatensatz Würzburg) für den In den vorbezeichneten Abbildungen ist beispielhaft jeweils der Tagesverlauf der Hallentemperaturen sowie der Außentemperatur und der horizontalen Globalstrahlung für Messungen vom (Abbildung 3-61) und der Simulation für den 07. August (Abbildung 3-62) dargestellt. Wie zu erkennen ist, bewegt sich die simulierte Lufttemperatur im Aufenthaltsbereich (Layer 1) in einem den vorgebebenen Simulationsparametern und Umgebungsbedingungen (Standardwetterdatensatz des Referenzortes für Deutschland) entsprechenden Temperaturbereich. Die möglichst genaue Simulation der Temperaturen im Aufenthaltsbereich ist dabei beispielsweise für die Bewertung der Behaglichkeit oder die Betrachtung der Hallenüberhitzung von großer Bedeutung. Da dieses gegeben ist, kann anhand der Simulationsergebnisse und in Übereinstimmung mit den Temperaturmessungen während des Monitoring eine deutliche Hallenüberhitzung im Sommer nachgewiesen werden. Überdies zeigt sich im Vergleich zwischen Messung und Simulation, dass für die Temperatur der obersten Luftschicht (Layer 4) im simulierten Zeitraum von ca. 07:00 bis ca. 13:00 Uhr zunächst ein zu hohes Niveau berechnet wird, während sich die Temperaturen der Raumluftschichten 2 (Layer 2) und 3 (Layer 3) wie erwartet entwickeln. Des Weiteren ist anhand der Simulationsergebnisse ein ungewöhnlich starker Temperaturabfall nach 20:00 98

111 Uhr erkennbar, der auf weitere Diskrepanzen des dynamischen Simulationsmodells zum realen Hallenbetrieb hindeutet. Letztendlich war in diesem Projekt mit den begrenzten Möglichkeiten von Matlab bzw. der verwendeten Toolbox Lacasa und der nur eingeschränkten Rechenkapazitäten keine realitätsgetreue Modellierung der Stahlbauhalle zu verwirklichen. Jedoch ist die Genauigkeit des dynamischen Simulationsmodells als ausreichend für die Untersuchung der Temperaturschichtung und der Energieströme in Hallen zu bewerten. Aufbauend auf den Ergebnissen der dynamischen Gebäude- und Anlagensimulation stützt sich die hier durchzuführende Bewertung der Energieströme allein auf den simulierten Nutzwärmebedarf der Stahlbauhalle. Eine Simulation der Endenergien wäre zwar im Funktionsumfang der Toolbox Lacasa enthalten gewesen, doch war die Nutzung dieser Funktion aufgrund des rechentechnischen Aufwands im Rahmen dieses Projektes nicht umsetzbar. Unter Berücksichtigung der zuvor genannten Rahmenbedingungen des Simulationsmodells ergibt sich für die Umluftheizung der Stahlbauhalle ein berechneter Nutzwärmebedarf von kwh/a. Für die Beheizung des Bürotraktes durch Radiatoren ist nach Auswertung der Simulationsergebnisse ein Nutzwärmebedarf von kwh/a erforderlich. Da keine Warmwasserbereitung installiert ist, beläuft sich der gesamte Jahresnutzwärmebedarf des Gebäudes auf kwh/a. Infolge des festgelegten Nutzungsprofils für die Versuchshalle und die einbezogenen Nebenräume wurden in der dynamischen Simulation interne Wärmegewinne durch die Beleuchtungsanlage mit kwh/a, durch die Abwärme von Geräten mit kwh/a und durch die Wärmeabgabe von Personen mit 2559 kwh/a berücksichtigt. Überdies wurden durch das Gebäudesimulationsmodell interne solare Wärmegewinne in Höhe von kwh/a ermittelt, die zur Deckung von Transmissions- und Lüftungswärmeverlusten beitragen. Abbildung 3-63: Simulationsergebnisse zum monatlichen Nutzwärmebedarfs für das Beheizen von Stahlbauhalle und Nebenräumen für die Dauer eines Jahres Um den messtechnisch ermittelten Wärmeverbrauch der Stahlbauhalle mit den simulierten Energieströmen vergleichen und anhand dessen bewerten zu können, wurde in das Simulationsmodell ein einfacher Funktionsblock zur Abschätzung der Wärmeverteilungs- und Übergabeverluste eingefügt. Da sich die Verteilleitungen und Übergabekomponenten im realen Hallengebäude innerhalb der thermischen Gebäudehülle befinden, wurden die Verluste des Heizungssystems im Simulationsmodell dementsprechend als zusätzlicher 99

112 Wärmegewinn der Raumheizung gutgeschrieben. Der sich hieraus ergebende jährliche Wärmebedarf beträgt unter den genannten Voraussetzung kwh/a. Bezogen auf die Nutzfläche der Stahlbauhalle resultiert hieraus ein normierter Wärmebedarf von 62,8 kwh/(m²a). Der Vergleich des simulierten Wärmebedarfs mit dem bereinigten Wärmeverbrauch in Höhe von kwh/a bzw. dem normierten Wärmeverbrauch von 177,1 kwh/(m²a) offenbart ein Energieeinsparpotential von mehr als 50 %. Wenngleich sich aufgrund der begrenzten Möglichkeiten des Simulationsmodells Einschränkungen bezüglich der Vergleichbarkeit von Wärmebedarfssimulation und gemessenem Wärmeverbrauch ergeben, zeigen sowohl Simulation als auch Messung, dass aufgrund des stetig aktiven dynamischen Heizkreises außerhalb der Heizperiode im Zeitraum von Mai bis September ein unnötiger Mehrverbrauch an Fernwärme von ca kwh/a resultiert (siehe Abbildung 3-64). Bezogen auf den witterungsbereinigten Wärmeverbrauch der Stahlbauhalle könnte durch eine Deaktivierung des dynamischen Heizkreises bereits eine Einsparung in Höhe von ca. 25 % umgesetzt werden. Abbildung 3-64: Vergleich zwischen witterungsbereinigten Fernwärmeverbrauch und simuliertem Wärmebedarf der Stahlbauhalle Die nachfolgend aufgeführte Tabelle 3-4 gibt einen groben Überblick über wichtige Simulationsparameter bzw. die Außenbauteile der Stahlbauhalle und ihrer Nebenräumen. Tabelle 3-4: tabellarische Aufstellung der Transmissionswärmeverluste nach Außenbauteilen Bauteil Fläche U-Wert spez. Transmissionswärmeverlust [m 2 ] [W/(m²K)] [W/K] Außenwand Stahlbauhalle 800,2 0,41 328,1 Bürotrakt 321,1 0,72 231,2 Bodenplatte Stahlbauhalle 1.189,2 2, ,9 Bürotrakt 201,7 1,00 201,7 Dach Stahlbauhalle 1.156,5 0,33 381,6 Bürotrakt 201,7 0,32 64,5 Tore Stahlbauhalle 53,2 3,20 170,2 Fenster Stahlbauhalle 119,3 2,73 325,7 Bürotrakt 49,9 2,67 133,2 Oberlicht Stahlbauhalle 13,5 5,22 70,5 100

113 3.3 zmb-halle Das Zentrum Metallische Bauweisen e.v. (zmb) mit Baujahr 2001 wurde als Demonstrationsobjekt für Hallengebäude mit tragender Stahlkonstruktion und Fassaden in Stahl-Glaskonstruktion konzipiert, wobei die Dach- und Wandflächen aus beschichteten Stahl-Profilblechen bestehen. Die zmb-halle verfügt über eine Labor- bzw. Werkstatthalle sowie zahlreiche Seminar- und Büroräume mit einer Nutzfläche von ursprünglich ca m². Im Rahmen einer Erweiterung der Labor- / Werkhalle des zmb im zweiten Halbjahr 2011 wurde die Hallenfläche um ca. 450 m² vergrößert. Abbildung 3-65: zmb-halle Blower-Door-Messungen Randbedingungen: Innentemperatur: 20 C Außentemperatur: 5 C Volumen: m 3 Ergebnisse: n 50 = 1,5 h -1 V 50 = m 3 /h TGA Die Wärmeversorgung der zmb-halle erfolgt über die Fernwärmeübergabestation in der Stahlbauhalle. Die Verteilung der Fernwärme an einen statischen Heizkreis zur Beheizung von Seminar-, Büro- und weiteren Nebenräumen über Radiatoren und an einen dynamischen Heizkreis zur Beheizung der Labor- / Werkhalle mittels mehrerer Umlufterhitzer geschieht innerhalb der zmb-halle durch einen Verteiler bzw. Sammler. Der statische 101

114 Heizkreis verfügt, analog zum Stand der Gebäudetechnik in der Stahlbauhalle, über eine rein witterungsgeführte Vorlauftemperaturregelung in Abhängigkeit der Außentemperatur unter Verwendung eines dezentralen Reglers Centra MCR 32 von Honeywell und eines motorisch angetriebenen Mischventils (Abbildung 3-66 und Abbildung 3-67). Der dynamische Heizkreis der zmb-halle verfügt über keine eigenständige Regelung, jedoch ist die Heizkreispumpe ebenfalls auf den Heizungsregler aufgeschaltet. Des Weiteren wurde die Stromversorgungsleitung der Heizkreispumpe zusätzlich mit einem Ausschalter versehen, so dass die Pumpe im dynamischen Heizkreis unabhängig vom Zustand der Heizungsregelung manuell deaktiviert werden kann. Eine Warmwasserbereitung ist im Gebäude des zmb nicht vorgesehen. Abbildung 3-66: vereinfachtes Heizungsschema der zmb-halle Abbildung 3-67: Heizkreisverteiler und Heizungsregelung im Versorgungs- und Anschlussraum der zmb- Halle Monitoring Messkonzept Die messtechnische Erfassung des Heizwärmeverbrauchs während des Monitorings stützte sich auf die unter Kapitel beschriebene Methode zur Messdatenauslesung des bereits vorhandenen Wärmemengenzählers in der Fernwärmeübergabestation der Stahlbauhalle. Im Hinblick auf die nachfolgende Auswertung der Messdaten ist jedoch zu berücksichtigen, dass im erfassten Wärmeverbrauch auch die Nahwärme-Leitungsverluste zwischen Stahlbauhalle und zmb-halle enthalten sind. Des Weiteren war keine Differenzierung 102

115 zwischen dem Wärmeverbrauch des statischen oder dynamischen Heizkreises möglich. Auf eine Messkampagne mit mobilen Geräten zur Messung des Strom- und Wärmeverbrauchs sowie der Hallentemperaturschichtung direkt innerhalb des zmb, wie beim Monitoring der Stahlbauhalle geschehen, musste aufgrund der umfangreichen Bauarbeiten zur Erweiterung der zmb-halle verzichtet werden. Ergebnisse & Energiebilanz Entgegen den Erwartungen eines witterungsgeführten Betriebsverhaltens des Heizungssystems wurde während des Monitoring der zmb-halle im Zeitraum von Februar 2011 bis Juni 2012 festgestellt, dass vergleichbar zur Stahlbauhalle keine Regelung des Volumenstroms stattfand. Dies ist als ungewöhnlich zu bewerten, da die Heizkreispumpen im statischen wie auch im dynamischen Heizkreis an die Heizungsregelung angeschlossen sind und daher im Normalbetrieb der Regelung entsprechend den Außentemperaturverhältnissen geregelt bzw. außerhalb der Heizperiode gänzlich deaktiviert werden sollten. Belegt wird diese Beobachtung durch die beispielhafte Darstellung der Messergebnisse für den Monat Dezember 2011 (Abbildung 3-68) innerhalb und für Mai 2012 (Abbildung 3-69) außerhalb der Heizperiode. Wie anhand der vorbezeichneten Abbildungen mit der grafischen Darstellung des Verlaufs der messtechnisch erfassten Vor- und Rücklauftemperaturen, des Volumenstroms sowie der bezogenen thermischen Leistung ersichtlich, wird im Nahwärmesystem des zmb kontinuierlich ein ganzjährig konstanter Volumenstrom in Höhe von ca. 3 m³/h gefördert. Da jedoch keine getrennte Wärmemengenmessung für den statischen oder dynamischen Heizkreis im zmb realisiert werden konnte, ist die eine genaue Erörterung der Regelungsproblematik anhand der verfügbaren Daten nicht durchführbar. Die Beurteilung des Betriebsverhaltens der Heizkreise wird zudem durch den Umstand der Hallenerweiterung während der Heizperiode 2011/2012 erschwert, wobei nach Auswertung der Messdaten ein Zusammenhang zwischen dem hohen Wärmeverbrauch (Abbildung 3-68) und den Bauarbeiten bzw. der Öffnung der thermischen Gebäudehülle offensichtlich ist. 103

116 Abbildung 3-68: Grafische Ergebnisdarstellung der Wärmemengenmessung im Nahwärmeversorgungskreis der zmb-halle mit Abbildung der Vor- bzw. Rücklauftemperaturen sowie des Volumenstroms (oben) und der thermischen Verbrauchsleistung (unten) im Dezember 2011 Abbildung 3-69: Grafische Ergebnisdarstellung der Wärmemengenmessung im Nahwärmeversorgungskreis der zmb-halle mit Abbildung der Vor- bzw. Rücklauftemperaturen sowie des Volumenstroms (oben) und der thermischen Verbrauchsleistung (unten) im Mai 2012 Abbildung 3-70: Grafische Ergebnisdarstellung der Wärmemengenmessung im Nahwärmeversorgungskreis der zmb-halle mit Abbildung der Vor- bzw. Rücklauftemperaturen sowie des Volumenstroms (oben) und der thermischen Verbrauchsleistung (unten) im Januar 2012 Unter Berücksichtigung der zuvor angesprochenen Problematik der Heizkreisvolumenstromregelung ist mit Abschluss der Hallenerweiterung im Januar 2012 das bis dahin erwartete Betriebsverhalten der Gebäudeheizung zu erkennen. Die grafische 104

117 Darstellung der gemessenen Vor- bzw. Rücklauftemperaturen (Abbildung 3-70) sowie der thermischen Anschlussleistung im Rasterdiagramm (Abbildung 3-71) lassen dabei auf den intermittierenden Betrieb der Hallen-Warmluftheizung schließen, was sich anhand der abfallenden Rücklauftemperatur und Leistungsspitzen nachverfolgen lässt. Die Temperaturdifferenz zwischen Vor- und Rücklauftemperatur erreicht im Betrieb der Warmluftheizung (Umlufterhitzer) ungefähr 35 K, wodurch zeitweise eine Heizleistung in Höhe von 125 kw therm benötigt wurde. Außerhalb der Heizperiode ohne nennenswerten Heizwärmebedarf stagniert die Temperaturdifferenz zwischen Heizkreisvor- und -rücklauf bei ca. 5 K, was wiederum auf die ganzjährig kontinuierliche Volumenstromförderung im Heizungssystem zurückzuführen ist. Hierdurch wurde vor der Erweiterung der Labor- / Werkhalle des zmb auch in den Sommermonaten eine thermische Grundlast von ca. 5 bis 10 kw therm aus dem Fernwärmenetz bezogen. Nach Abschluss der Gebäudeerweiterung und dem notwendigen Ausbau des Heizungssystems war nach Auswertung der Wärmeverbrauchsdaten eine Erhöhung der dauernd bezogenen thermischen Grundlast auf ca. 10 bis 20 kw therm festzustellen. Abbildung 3-71: Rasterdiagramm des gemessenen Gesamtwärmeverbrauchs (statischer und dynamischer Heizkreis) der zmb-halle im Februar 2012 nach erfolgter Hallenerweiterung Die Auswertung der im Zeitraum des Monitoring aufgenommenen Heizwärmeverbrauchsdaten anhand der grafisch dargestellten Energiebilanz in Abbildung 3-72 veranschaulicht die bisher gezogenen Schlussfolgerungen. Infolge des stetigen Heizkreisvolumenstroms in Höhe von ca. 3 m³/h entstand im Zeitraum von April bis September 2011 ein nicht witterungsbereinigter, monatlicher Fernwärmeverbrauch von ca. 5 MWh/mon, wobei dies charakteristisch für den Gebäudebestand vor der durchgeführten Hallenerweiterung ist. Nach erfolgtem Ausbau der zmb-halle verdoppelte sich die Grundlast auf ca. 10 MWh/mon. Dass die Höhe des Heizkreisvolumenstroms unverändert blieb, sich jedoch des Profil der Temperaturdifferenz zwischen Vor- und Rücklauf im Nahwärmesystem des zmb veränderte, lässt auf eine Verdopplung der Anzahl an Umlufterhitzern in der Halle schließen. Des Weiteren muss aufgrund des zeitlichen Profils des stetig konstanten Heizkreisvolumenstroms auf einen inaktiven statischen Heizkreis während des Monitoring- 105

118 Zeitraums geschlossen werden. Diese Behauptung begründet sich aus den fehlenden Veränderungen im Verlauf des geförderten Volumenstroms, da für den Betrieb eines Mischventils ein variabler Volumenstrom im Wärmeversorgungskreis charakteristisch ist. Unter Berücksichtigung der Arbeiten zur Erweiterung der zmb-halle erscheint eine damit verbundene Nicht- bzw. verminderte Nutzung und damit die ausgeschaltete Beheizung der Seminar- und Büroräume als plausibel. Eine abschließende Überprüfung und Diskussion des Sachverhaltes ist infolge fehlender Detailmessungen im Heizungssystem der zmb-halle nicht möglich. Zudem war eine Normierung des erfassten Heizwärmeverbrauchs der zmb-halle und eine damit verbundene Charakterisierung des jetzigen Gebäudebestandes wegen der Bauarbeiten zur Hallenerweiterung und des zeitlich begrenzten Monitoring nur bedingt durchführbar, da hierdurch lediglich der Wärmeverbrauch für 6 Monate (Januar Juni 2012) erfasst werden konnte. Basierend auf den verfügbaren Verbrauchsdaten sowie dem in Kapitel 5.2 vorgestellten Ansatz zur Abschätzung des Heizwärmeverbrauchs und unter Verwendung von drei repräsentativen, 14-tägigen Messperioden ( / / ) wurde der Wärmeverbrauch für die erweiterte zmb-halle und den Zeitraum von November 2011 bis Oktober 2012 geschätzt. Der, unter den zuvor genannten Voraussetzungen, prognostizierte jährliche Heizwärmeverbrauch der erweiterten zmb-halle betrug demnach kwh/a. Bezogen auf die jetzige Nutzfläche von ca ,55 m² lag der normierte Heizwärmebedarf bei ungefähr 136,4 kwh/(m²a). Abbildung 3-72: Energiebilanz (nicht witterungsbereinigt) der zmb-halle für die Monate von Februar 2011 bis Juni 2012 Witterungsbereinigung und Normierung der Wärmeverbrauchsdaten Die klimatische Bereinigung des messtechnisch erfassten Heiz- bzw. Fernwärmeverbrauchs der zmb-halle erfolgte analog zum Vorgehen bei der Stahlbauhalle mittels monatlicher Gradtagzahlen und unter Anwendung von Gleichung (3-1). In Ermangelung von Wetterdaten für den Standort der zmb-halle wurden zur Ermittlung der benötigten Gradtagzahlen Wetterdaten des Stadtteils Aachen-Brand in Form von Tagesmittelwerten der Außenlufttemperatur genutzt. Die verwendeten Gradtagzahlen G20/15 beziehen sich, wie im Falle der Stahlbauhalle, auf eine mittlere Raumtemperatur von 20 C und eine 106

119 Heizgrenztemperatur von 15 C. Eine zeitliche Bereinigung des außentemperaturabhängigen Heizwärmebedarfs auf den Zeitraum einer Abrechnungsperiode wurde vernachlässigt, da aufgrund der Hallenerweiterung und des zeitlich begrenzten Monitorings eine für diesen Zweck nur ungenügende Datengrundlage zur Verfügung stand. Die Ergebnisse der Witterungsbereinigung sind der grafischen Darstellung in Abbildung 3-73 sowie Tabelle 3-5 zu entnehmen. Abbildung 3-73: Profil des gemessenen und bereinigten Fernwärmeverbrauchs der zmb-halle der RWTH Aachen am Standort Aachen basierend auf den Ergebnissen des Monitoring von Feb.2011 bis Jun.2012 Tabelle 3-5: Parameter der Witterungsbereinigung und Gegenüberstellung des messtechnisch erfassten und des bereinigten, monatlichen Fernwärmeverbrauchs Monat Gradtagzahl Fernwärmeverbrauch Würzburg (witterungsbereinigt) Aachen (gemessen) (langjähriges Mittel) [Kd] [Kd] [kwh/mon] [kwh/mon] Februar ,3 443, März ,6 429, April ,6 171, Mai ,4 122, Juni ,3 88, Juli ,9 81, August ,5 52, September ,6 72, Oktober ,4 262, November ,6 361, Dezember ,1 473, Januar ,6 504, Februar ,3 607, März ,6 373, April ,6 348, Mai ,4 136, Juni ,3 99, Unter Anwendung der zuvor beschriebenen Verbrauchsabschätzung und nach erfolgter Witterungsbereinigung resultierte für die erweiterte zmb-halle im Zeitraum von November 107

120 2011 bis Oktober 2012 ein klimabereinigter Heizwärmeverbrauch von kwh/a. Der normierte Heizwärmeverbrauch beträgt, in Bezug zur ausgebauten Nutzfläche in Höhe von 1.479,55 m², ca. 156,0 kwh/(m²a). Optimierungsvorschläge Anhand des normierten Heizwärmeverbrauchs der zmb-halle in Höhe von ca. 156,0 kwh/(m²a) zeigt sich, dass das 2001 erbaute Gebäude trotz eines moderneren Baustandards in der energetischen Charakterisierung auf dem die Niveau der ca fertig gestellten Stahlbauhalle (177,1 kwh/(m²a)) liegt. Eine wesentliche Ursache hierfür ist der unnötig hohe Wärmeverbrauch infolge des ganzjährig aktiven Wärmeversorgungsnetzes. Das Hauptaugenmerkt für eine energetisch effiziente Optimierung sollte daher auf technische Maßnahmen zur Steuerung und Regelung der Gebäudetechnik, wie dem dynamischen Heizkreis der Warmluftheizung, in der zmb-halle gerichtet werden. Bei dem derzeitig in der zmb-halle festgestellten Stand der Technik werden die Lufterhitzer raumtemperaturabhängig durch eine Anpassung der Ventilatordrehzahl geregelt. Ebenso wie in der Stahlbauhalle bleibt der Heizkreis jedoch ungeregelt und wird über den Jahresverlauf mit einem konstanten Volumenstrom betrieben. Unter Berücksichtigung der vorherigen Betrachtungen ergibt sich allein für einen Zeitraum von Mai bis September bzw. außerhalb der Heizperiode ein Einsparpotential von ca kwh (nicht witterungsbereinigt). In Ergänzung zu der bereits angewendeten Regelungsstrategie für den Betrieb der Umlufterhitzer in der zmb-halle, wird empfohlen den dynamischen Heizkreis mit einer raumtemperaturgeführten Heizkreisregelung auszustatten. Durch den Einsatz einer angemessenen Steuerungs- und Regelungseinheit kann die Förderleistung der Heizkreispumpe entsprechend dem Heizbedarf der Halle geregelt oder diese bei fehlender Heizungsanforderung deaktiviert werden. Letztere Option ist zwar durch den Ausschalter (Abbildung 3-66 und Abbildung 3-67) bereits gegeben, doch zeigte das Monitoring, dass diese manuelle Schaltoption nicht angewendet wird. Eine erweiterte Lösungsvariante besteht in der Realisierung eines modernen Gebäudeautomationssystems, welches im Rahmen eines automatisierten Gebäudemanagements mittels angepasster Steuerungsprogramme eine bedarfsgerechte Regelung der Heizungstechnik in der zmb-halle gewährleistet. Weitere detaillierte Optimierungsmaßnahmen konnten im begrenzten Rahmen des durchgeführten Monitoring nicht überprüft werden. Vor dem Hintergrund der Ergebnisse aus dem Monitoring der Stahlbauhalle und der Besichtigung der zmb-halle wird jedoch empfohlen die Beleuchtungsanlage der zmb-halle hinsichtlich der Effizienz der Leuchten und Lampen sowie der Beleuchtungssteuerung zu überprüfen. 108

121 4 Sanierungsobjekt Dreifeldsporthalle Dormagen 4.1 Aufnahme des Ist-Zustandes Gebäudebegehung und Auswertung von Bestandsplänen Die Dreifeld-Sporthalle in Dormagen, Konrad-Adenauer-Straße wurde 1972 errichtet. In der Vergangenheit diente diese Halle auch für die Austragung von Handball-Bundesliga-Spielen, so dass u.a. Platz für bis zu Zuschauer geboten wurde und auch Beleuchtungstechnik für Fernsehkameras installiert war. Derzeit wird die Halle für Schulsport, für kleinere Wettkämpfe und für Training im Vereinssport genutzt. Im Rahmen der anstehenden Sanierung wird die Gebäudehülle energetisch verbessert, die technische Gebäudeausrüstung erneuert und die bestehende Zuschauertribüne rückgebaut, so dass Einrichtungen für max. 199 Zuschauer bleiben. Die gesamte Sporthalle beinhaltet drei Sporthallenfelder mit drei Geräteräumen, Nebenräume: Umkleide, Dusche, Flur, WCs Kraftraum und Eingangstrakt (EG) und Mensa (OG). Die Halle besitzt ein Stahltragwerk, die Fassade wird aus Porenbetonplatten gebildet, die außenseitig mit Kunststoff-Fassadenplatten versehen wurden (Abbildung 4-1). Abbildung 4-1: Sporthalle Dormagen Ansicht Straßenseite 109

122 Abbildung 4-2: Sporthalle Dormagen Ansicht Rückseite Insbesondere auf der straßenabgewandten Seite sind diese Fassadenplatten beschädigt, so dass ein ungünstiger optischer Eindruck entsteht (Abbildung 4-3) Abbildung 4-3: Sporthalle Dormagen Fassade Rückseite 110

123 Die Umkleideräume sind in einem vorgelagerten Gebäudeteil aus Ziegelmauerwerk untergebracht, später hinzugekommen ist eine Erweiterung, die eine Mensa für die Schule aufnimmt, die sich in unmittelbarer Nachbarschaft zur Sporthalle befindet (Abbildung 4-4). Abbildung 4-4: Sporthalle Dormagen Mensatrakt Abbildung 4-5: Grundriss EG Sporthalle Dormagen 111

124 Flächen: Bruttogrundfläche: m² Nettogrundfläche (für Kennwerte EnEV): m² Gebäudehülle Infrarotthermografie Die Gebäudehülle der Halle besteht aus Porenbetonplatten, die an den Stahlstützen befestigt sind (Abbildung 4-6). Außenseitig ist die Fassade mit verwitterten Kunststoffplatten verkleidet, auf der Innenseite befinden sich Paneele, die auf einer Unterkonstruktion befestigt sind, teilweise ist in dem Hohlraum eine Mineralfaserdämmung (ca. 4 cm) vorhanden (Abbildung 4-7). Abbildung 4-6: Porenbetonplatten und Befestigung am Stahltragwerk 112

125 Abbildung 4-7: Fassade Innenseite, Verkleidung teilweise entfernt Vom Zustand vor der Sanierung wurden Infrarotaufnahmen gemacht, um Oberflächentemperaturen in ihrer flächigen Verteilung zu erfassen und so Aussagen über die wärmetechnische Qualität des Gebäudes zu erhalten und insbesondere Schwachstellen zu identifizieren. Beim verwendeten System handelt es sich um eine Scan-Kamera mit einem Single-Element-Detektor, die eine hohe thermische und optische Auflösung ermöglicht und zudem über einen optischen Zoom verfügt. Hersteller: Typ: Infratec GmbH Varioscan 3021 ST Datum: , bis Uhr Außentemperatur: zu Beginn der Messung ca. 6 C, gegen Ende ca. 7 C Himmel bedeckt, fast Windstill, kein Niederschlag Innen: ca. 18 C, einen Tag vorgeheizt Abbildung 4-8: Sporthalle Dormagen Hauptfassade (Teilbereich) 113

126 Abbildung 4-9: Sporthalle Dormagen rückseitige Fassade (Teilbereich) Abbildung 4-10: Sporthalle Dormagen Detail rückseitige Fassade, Fundament Abbildung 4-11: Sporthalle Dormagen Umkleidetrakt 114

127 Abbildung 4-12: Sporthalle Dormagen rückseitiger Eingang Abbildung 4-13: Sporthalle Dormagen Eingangsbereich und Mensa Abbildung 4-14: Sporthalle Dormagen Mensa innen 115

128 Abbildung 4-15: Sporthalle Dormagen Fassadendetail, Fußpunkt innen Abbildung 4-16: Sporthalle Dormagen Halle innen Wesentliche Ergebnisse der Thermografie sind: Der Bereich der Fassade, in denen keine Porenbetonplatten vorhanden sind, zeichnet sich auf den Infrarotaufnahmen deutlich ab. Da bereits ein Teil der Abhangdecke entfernt war, ist die Wirkung noch verstärkt. Die fehlende Dämmung im Fundamentbereich ist sowohl im Bereich der eigentlichen Halle als auch in den Nebenräumen gut zu erkennen. Diese Wärmebrückenwirkungen im Fundamentbereich werden auch durch die Innenaufnahmen bestätigt. Der Eingangsbereich an der Nord-Ost-Fassade (zur Schule hin) zeigt sich als deutlicher Schwachpunkt. Wärmebrückenwirkungen in den Anschlussbereichen Stütze/Decke im Mensabereich sind erkennbar. Berechnung U-Wert: Außenwände Halle Die Gasbetonplatten der Außenwände der eigentlichen Halle sind in dem Nachweis von 1971 mit einem Lambda-Wert von 0,25 W/(m K) angegeben bei einer Dicke von 175 mm. Daraus ergäbe sich ein U-Wert von 1,15 W/(m 2 K). Nun kommt noch die zuvor erwähnte 116

129 Innendämmung hinzu, geschätzt 40 mm mit einem Lambda-Wert von 0,03 W/(m K) (in größeren Teilbereichen) sowie außenseitig auf der straßenabgewandten Seite Fassadenplatten (ein 2,40 m hoher Streifen) aus einem dämpfenden (und dämmenden) Material (siehe Abbildung 4-10). Für die Außenwand der Halle wird ein mittlerer U-Wert von 0,45 W/(m² K) basierend auf den Gasbetonplatten plus Innendämmung abgeschätzt. Berechnung U-Wert: Außenwände Nebenräume Die Nebenräume (Umkleide, Sanitär) besitzen Außenwände aus Ziegelmauerwerk (24 cm) ohne weitere Dämmung. Der Lambda-Wert wird mit 0,5 W/(m K) abgeschätzt, so dass sich ein U-Wert von 1,35 W/(m 2 K) ergibt. Im Bereich der Kantine kommt eine vorgefertigte Fassadenlösung zum Einsatz, bei der Fensterelemente mit opaken Sandwichelementen im Brüstungs- und Sturzbereich kombiniert werden. Diese Konstruktion wird zwischen Stützen aus Stahlbeton platziert. Der mittlere U-Wert für diesen Außenwandtypus liegt ebenfalls bei etwa 1,35 W/(m 2 K). Fenster Die Fenster im Bereich der Umkleiden bestehen derzeit nur aus Einfachverglasung mit Metallrahmen, d.h. der U W -Wert dieser Konstruktion liegt bei etwa 4,6 W/(m 2 K). Der Kantinenbereich ist später ergänzt bzw. saniert worden, so dass hier bereits höherwertige Verglasungen vorhanden sind, deren U W -Wert mit 2,8 W/(m 2 K) abgeschätzt wurde. Sockeldetail Die gesamte Halle besitzt keine Perimeterdämmung, wie die Infrarotaufnahmen in Abbildung 4-10 und Abbildung 4-11 bestätigen. Das Sockeldetail besitzt in seinem jetzigen Zustand eine erhebliche Wärmebrückenwirkung ( 0,5 W/(m K)). Für die Bodenplatte selbst ist eine Dämmung von 20 mm über der Betonplatte im Nachweis von 1971 eingetragen. Inwieweit diese Dämmung (noch) vorhanden ist bzw. in welchem Zustand sie sich befindet, ist derzeit nicht bekannt. Dach Der derzeit vorhandene Dachaufbau stellt ein Kaltdach dar. Dabei wurde die Dämmebene unterhalb der Fachwerkträger installiert, die Dachhaut darüber, sodass ein großer, belüfteter Zwischenraum entsteht (Abbildung 4-17). Im ursprünglichen Zustand waren hier 4 cm Mineralfaser eingebaut, zwischenzeitlich ist hier eine zusätzliche Dämmschicht (ca. 8 bis 10 cm) eingebracht worden. Für die Berechnung des Gebäudebestandes wurde eine Dämmschichtdicke von insgesamt 10 cm bei einem Lambda-Wert von 0,035 W/(m K) angenommen. 117

130 Abbildung 4-17: Belüfteter Zwischenraum der Dachkonstruktion Bei der Begehung wurde deutlich, dass erhebliche freie Querschnitte in dieser gedämmten Unterdecke vorhanden sind (z.b. im Bereich der Leuchten, bei den Luftdurchlässe, seitliche Anschlüsse etc.), so dass von erheblichen Luftströmungen aus der Halle in den Zwischenraum auszugehen ist. Dieser Zwischenraum wird dadurch belüftet, dass in der Höhe dieses Zwischenraumes eine Reihe der Gasbeton-Fassadenplatten weggelassen wurde, d.h. in diesem Bereich besteht die Gebäudehülle nur aus den Kunststoff- Fassadenplatten oder Lüftungsgittern (Abbildung 4-18). Die Wirkung zeigt sich im Prinzip in den Infrarotaufnahmen (Abbildung 4-8, Abbildung 4-9), wobei zum Zeitpunkt der Aufnahme die Unterdecke bereits weiter geöffnet war, so dass der Effekt noch verstärkt wurde. Abbildung 4-18: Umlaufende Öffnung der Fassade im Bereich des Zwischenraums der Dachkonstruktion 118

131 4.1.3 Verbrauchsdaten Das Gebäude wird mit Fernwärme von einem städtischen Heizwerk für Heizung und Warmwasser versorgt. Die abgelesenen Verbrauchsdaten sowie die witterungsbereinigten Verbrauchsdaten sind in Tabelle 4-1 dargestellt, der Stromverbrauch in Tabelle 4-2. Tabelle 4-1: Verbrauchswerte Sporthalle Dormagen (Fernwärme, in kwh/a) Jahr Mittelwert Verbrauch (gemäß Abrechnung) Anteil WW (geschätzt) Verbrauch korr. 20/15 (incl. WW) Verbrauch korr. 20/15 (ohne WW) Tabelle 4-2: Verbrauchswerte Sporthalle (Strom, in kwh/a) Jahr Mittelwert Verbrauch Einordnung der Verbrauchswerte Für das unsanierte Gebäude ergibt sich ein Kennwert von 142 kwh/(m²a) bezogen auf die Nettogrundfläche (NGF) bzw. 136 kwh/m² bezogen auf die Bruttogrundfläche (BGF). Zum Vergleich seien Ergebnisse der Gesellschaft für Energieplanung und Systemanalyse (ages) auf der Homepage der Klimaschutz- und Energieagentur Baden-Württemberg zitiert [KEA_2011]. Dort wird ein Mittelwert (Modalwert) basierend auf 113 Objekten von 128 kwh/(m² BGF) ermittelt, was einem Kennwert von 140 kwh/(m² NGF) entspricht. Damit liegt die Sporthalle Dormagen im Heizenergieverbrauch ca. 6 % höher (bezogen auf BGF) als der Durchschnittswert der ages-studie. Dadurch erscheinen die Ergebnisse nicht unplausibel. Der Stromverbrauch ist mit 36,1 kwh/(m²a) (bezogen auf BGF) allerdings mehr als doppelt so groß wie der Durchschnittswert von 17 kwh/(m²a). Auf der Homepage der ages lassen sich die Kennwerte für verschiedene Objekte direkt abfragen. Dort wird allerdings ein Mittelwert von 178 kwh/(m²a) für die Gebäudegruppe Turn-/Sporthallen, basierend auf 553 Objekten, angegeben [Ages_2011]. Das würde einen Heizenergieverbrauch (bezogen auf BGF) bedeuten, der 24 % unter dem Durchschnittswert liegt. Der Stromverbrauch ist auch hier wesentlich höher als der Durchschnittswert von 23 kwh/(m²a). Der abweichende Verbrauch der ersten Quelle hängt vermutlich damit zusammen, dass dort nur eine bestimmte Gebäudeart von Sporthallen betrachtet wurde und nicht die gesamte Gebäudegruppe wie auf der Homepage der ages. Allerdings lässt sich die dort verwendete Gebäudeart nicht bestimmen Technische Gebäudeausrüstung Heizung Das Gebäude wird über Fernwärme mit einer Temperatur von 80 C versorgt. Die Heiz- Leistung beträgt ca. 400 kw. Die Heiz-Wärme wird über die Zuluft in die Sporthalle und über Radiatoren in die Nebenräume (Umkleidetrakt, Mensa) eingebracht. 119

132 Zur Kühlung der Halle ist eine Kältemaschine der (Firma Yorck, Baujahr 1972) vorhanden, die aber seit Jahren unbenutzt ist. Ein dazu gehöriger Trocken-Rückkühler steht auf dem Dach des Umkleidetraktes. Die erzeugte Kälteleistung wurde über einen Kühler in die Hallen- Zuluft eingekoppelt. Lüftung Sporthalle Durch ein Bodengitter vor der Halle wird Außenluft angesaugt, dann von einem Lufterhitzer erwärmt und über 24 Lufteinlässe an der Hallendecke zugeführt. (Baujahr des Ventilators ist 1972, max. Luft-Volumenstrom m 3 /h). Abgeführt wird die Hallenluft zum einen über drei Abluftventilatoren an der Hallendecke (pro Hallenteil einer) und zum anderen über die drei Geräteräume (pro Hallenteil einer) in einen Unterflur-Abluftgang. Von dort wird die Luft über die Lüftungsanlage als Umluft wieder in die Halle gebracht. Umkleidetrakt Drei dezentrale Zuluft- Heizgeräte (Baujahr 1972, Volumenstrom jeweils max m 3 /h) sind an der Decke der Duschräume angebracht. Sie erwärmen direkt durch das Dach angesaugte Außenluft. Abgeführt wird die Luft über dezentrale Abluftventilatoren in den WC- Räumen. Fenster gibt es weder in der Sporthalle noch im Umkleidetrakt. Mensatrakt Die Toilettenräume im EG verfügen über eine Abluftanlage (zum Dach), die Küche im OG auch. Der Speiseraum und die anderen Räume werden über Fenster belüftet. Sanitär / Warmwasser Warmwasser wird zentral über Fernwärme erzeugt und in 4 Speichern a 500 Liter gespeichert. Beleuchtung Sporthalle Es gibt keine Fenster und keine Oberlichter, die Beleuchtung erfolgt über Leuchtstoffröhren. Umkleidetrakt Es gibt keine Fenster, aber ca. 55 Oberlichter, zudem Leuchtstoffröhren. 120

133 Mensatrakt Im OG befinden sich große Fensterflächen und 7 Oberlichter, auch im EG gibt es Fenster, zudem überall künstliche Beleuchtung. 4.2 Erarbeitung des Sanierungskonzeptes Grundlagen zum Konzept Die energetische Sanierung der Sporthalle ist eingebettet in eine Gesamtsanierung des Objektes, bei der die äußere Erscheinung aber auch die innere Aufteilung überarbeitet wird. Voruntersuchungen haben gezeigt, dass eine Sanierung unter Verwendung eines Wärmedämmverbundsystems nicht ohne weiteres möglich ist: Geänderte Windlastannahmen sowie teilweise schadhafte Verankerungen der Fassadenplatten führten dazu, eine Sanierungslösung zu finden, bei der die bestehende Fassade entlastet wird anstatt noch zusätzliche Lasten aufzubringen. Diese Forderung kann durch Verwendung von Stahl-Sandwich-Paneelen erfüllt werden, die am Stahltragwerk befestigt werden. Weiterhin soll das Dach saniert werden, die Fenster ausgetauscht und auch die gesamte TGA erneuert werden Stahl-Sandwichelemente als wesentliches Element Fassade Halle Die Gasbetonplatten, die die Außenwand der Halle bilden, sollen durch vorgesetzte Stahlsandwichelemente wärmetechnisch verbessert und statisch entlastet werden. Die Dämmleistung wird weitgehend von den Stahlsandwichelementen erbracht, die alten Betonfassadenplatten und das Stahltragwerk liegen im warmen Bereich. Bei der Detailausführung der Fugen ist auf Luftdichtheit zu achten, um Tauwasserbildung in diesem Bereich zu vermeiden. Abbildung 4-19 bis Abbildung 4-24 zeigen diese Lösung einschließlich wesentlicher Details auf. Abbildung 4-19: Lisene Abbildung 4-20: Außenecke 121

134 Abbildung 4-21: Fußpunkt Abbildung 4-22: Attika Abbildung 4-23: Oberer Türanschluss Abbildung 4-24: Seitlicher Türanschluss Fassade Nebenräume Das Mauerwerk der Nebenräume (Umkleide, Sanitär etc.) soll mit einem Wärmedämmverbundsystem ausgestattet werden. Die Fassade im Kantinenbereich ebenfalls. 122

135 Fenster Sämtliche Fenster, die noch aus Einfachverglasung bestehen, werden ausgetauscht. Dach Das Prinzip des Dachaufbaus soll geändert werden, statt eines Kaltdaches mit großem Luftraum soll die Dämmung oberhalb des Tragwerks aufgebracht werden, so dass ein Warmdach entsteht. Der große Spalt in der Porenbetonfassade ist dafür auszumauern. Sockel / Bodenplatte Aus den Infrarotaufnahmen wurde ersichtlich, dass der Sockel eine erhebliche Wärmebrücke darstellt. Als geeignete Maßnahme bietet sich hier Einbringung einer Perimeterdämmung an. Luftdichtheit Für den Ist-Zustand wurde kein Blower-Door-Test durchgeführt, die großen Öffnungen in der Gebäudehülle ließen keine sinnvollen Messungen mit vertretbarem Aufwand zu. Für die Sanierung ist aber vorgesehen, in einer geeigneten Bauphase Blower-Door-Messungen durchzuführen. Als Ziel wird hier ein n 50 -Wert von 0,6 h -1 angestrebt. Dementsprechend sind insbesondere alle Anschlussdetails hinsichtlich der Luftdichtheit sorgfältig zu planen und auszuführen Technische Gebäudeausrüstung Heizungstechnik Das neue gebäudetechnische Konzept für die Dreifeldsporthalle in Dormagen unterscheidet sich in zentralen Aspekten grundlegend von der Gebäudetechnik im vorherigen Bestand. Die Wärmebereitstellung für Raumheizung, Raumlufttechnik und Warmwasser basiert jedoch weiterhin auf der Fernwärmeversorgung durch die Stadtwerke Dormagen. Die projektierte Heizleistung für statische und dynamische Heizkreise beträgt ca. 126 kw. Der Fernwärmeübertrager ist auf eine Heizleistung von ca. 162 kw dimensioniert und bietet somit ausreichende Reserven. Das Beheizen der Dreifeldhalle erfolgt nun nicht mehr ausschließlich über die Raumlufttechnik, sondern auch durch Deckenstrahlplatten. Dabei wird jeder Hallenabschnitt durch 4 Deckenstrahlplatten mit einer jeweiligen Länge von 12 m beheizt. Die Realisierung der Hallenheizung unter Verwendung einer Strahlungsheizung bietet hier den Vorteil einer hohen Behaglichkeit im Aufenthaltsbereich bei einer Solltemperatur für die Hallenluft von 18 C. Weiterhin erlaubt das Konzept der Hallenbeheizung mit Deckenstahlplatten, aufgrund der Möglichkeit zum Betrieb mit geringeren Vor- und Rücklauftemperaturen, den späteren Ersatz der Fernwärmeversorgung durch eine regenerative oder Niedertemperatur- Wärmequelle. Die Raumheizung der Nebenräume sowie des Mensatraktes erfolgt auch zukünftig weiter durch Radiatoren. In Zeiträumen der Nichtnutzung ist ein Absenken der Hallen- und jeweiligen Raumtemperaturen um 2 K vorgesehen. 123

136 Abbildung 4-25: Schematische Darstellung der Gebäudetechnik in der zu sanierenden Sporthalle für den Zustand im Bestand bzw. vor der Modernisierung Raumlufttechnik Das zentrale Element des Haustechnikkonzepts bildet die bereits mehrfach erfolgreich in Sporthallen angewendete Nutzung der Hallenabluft zur Belüftung der Nebenräume. Über eine mechanische Lüftungsanlage in Form eines Kompakt-Lüftungsgerätes mit regenerativer Wärmerückgewinnung wird die Dreifeldhalle mit Frischluft versorgt. Die Wärmerückgewinnung erfolgt durch einen Rotationswärmeaustauscher. Ein hoher Grad der Wärmerückgewinnung aus der Abluft verringert nicht nur den Endenergiebedarf der dynamischen Heizung, sondern ermöglicht auch eine Kühlung der dem Gebäude zugeführten Luft im Sommer. Die Einhaltung der Soll-Zulufttemperatur von 18 C wird bei Bedarf durch ein Nachheizregister sichergestellt. Weitere Luftbehandlungsfunktionen, wie die Kühlung oder Befeuchtung der Zuluft, sind trotz einer Gefahr der Hallenüberhitzung im Sommer nicht vorgesehen. Eine mögliche Überhitzung der Halle resultiert, trotz des guten wärmetechnischen Standards der sanierten Gebäudehülle und des hohen winter- sowie sommerlichen Wärmeschutzes, aus solaren Wärmegewinnen und weiteren internen Wärmegewinnen durch Sportler und/oder Zuschauer sowie der Beleuchtungsanlage. Für die Auslegung des Zuluftvolumenstroms wurden zwei Szenarien zugrunde gelegt. Hierbei wurde einerseits ein Hallenbetrieb mit 90 Sportlern und andererseits mit 30 Sportlern sowie 199 Zuschauern als Berechnungsgrundlage gewählt. Der Zuluftvolumenstrom für den Auslegungsfall beträgt somit m³/h und stellt gemäß DIN einen hygienischen Luftwechsel in der Sporthalle sicher. Die Regelung der mechanischen Lüftungsanlage erfolgt durch die Gebäudeleittechnik, wobei die Betriebszeiten, von wochentags 08:00 bis 22:00 Uhr, im Rahmen eines grundlegenden Zeitschaltprogramms und darüber hinaus abhängig von der Qualität der Gebäudeabluft oder der relativen Luftfeuchte in den Nebenräumen vorgegeben werden. Die Luftqualität wird über einen CO 2 -Sensor im Abluftvolumenstrom und die relative Luftfeuchte durch Feuchtesensoren in den Wasch- bzw. Duschräumen ermittelt. Die Höhe des Volumenstroms wird drehzahlgeregelt und lässt sich den Anforderungen aus dem Hallenbetrieb bedarfsgerecht anpassen. Die Zuluft wird der Halle über Drallauslässe an der Decke zugeführt, die im Falle eines Badminton-Spielbetriebs vorübergehend horizontal ausgerichtet werden können. Die Abluft 124

137 aus der Dreifeldsporthalle wird über einen bestehenden Unterflurkanal in den Geräteräumen abgesaugt und gefiltert als Zuluft für die Nebenräume verwendet. Da in der Sporthalle jedoch keine größeren Zuschauerränge vorhanden sind, ein striktes Rauchverbot vorgeschrieben und eine ausreichende Frischluftzufuhr in die Halle gewährleistet wird, ist die hier durchgeführte Übergehung der normativen Vorgaben aus DIN mit der darin enthaltenen Forderung nach einer Außenluftversorgung für die Nebenräume zulässig. Eine Beeinträchtigung der Raumluftqualität in den Nebenräumen ist somit bei bestimmungsgemäßer Funktion der Raumlufttechnik nicht zu erwarten. Das Lüftungskonzept der Sporthalle sieht überdies eine Aufteilung des Hallenabluft-Volumenstromes vor, wobei ca. 990 m³/h zur Belüftung von Aufenthalts- und Technikräumen sowie von Fluren dienen. Eine Nacherhitzung der Zuluft ist bedingt durch niedrige Soll-Raumtemperaturen in diesen Räumen nicht erforderlich. Die Zuluft für Umkleide- sowie Waschräume wird zunächst auf ein Temperaturniveau von 20 C angehoben. Die erwärmte Zuluft wird anschließend aufgeteilt, wobei ca m³/h direkt in die Umkleideräume eingeleitet werden. Der verbliebene Volumenstrom wird nochmals von 20 C auf das Soll-Raumtemperaturniveau der Waschräume von 22 C erhitzt. Im Rahmen des Lüftungskonzepts ist überdies vorgesehen, mit einem Teil der Zuluft für die Umkleideräume auch die Waschräume zu überströmen, um durch einen erhöhten Abluftvolumenstrom aus den Wasch- bzw. auch Duschräumen eine angemessene Feuchteabfuhr zu gewährleisten und eine diesbezügliche Schimmelpilzbildung zu vermeiden. Abbildung 4-26: vereinfachtes Schema der technischen Gebäudeausrüstung der Dreifeldsporthalle in Dormagen nach der erfolgreicher Sanierung Ein wesentlicher Vorteil des Konzepts der Hallenüberströmung liegt im hohen Energieeinsparpotential begründet, da die Hallenabluft ganzjährig mindestens 18 C besitzt und somit weniger Energie für die Erwärmung der Zuluft für die Nebenräume aufgewendet werden muss, als dies bei separaten ausgeführten Lüftungsanlagen der Fall wäre. Diesbezüglich ist zu berücksichtigen, dass das vergleichsweise hohe Soll- Raumtemperaturniveau in den Umkleide- bzw. Waschräumen besonders in den Heizperioden mit niedrigen Außenlufttemperaturen mehr Wärme für die Nachheizregister der Lüftungsanlagen bedingt. Weitere Energieeinsparungen ergeben sich hinsichtlich der 125

138 regenerativen Wärmerückgewinnung aus der Abluft von Umkleide- und Waschräumen, was aus dem hohen Temperaturniveau der Abluft, einem hohen Wärmerückgewinnungsgrad der eingesetzten Technik und dem relativ niedrigen Niveau der Hallen-Zulufttemperatur abzuleiten ist. Ein neu eingerichteter Kraftsportraum für die Sporthalle wird ausschließlich über die Zuluft einer separat ausgeführten, mechanischen Lüftungsanlage beheizt. Diese ist ebenfalls als Kompakt-Lüftungsgerät mit regenerativer Wärmerückgewinnung ausgeführt. Der Zuluftvolumenstrom wurde gemäß den Anforderungen der DIN auf m³/h dimensioniert. Neben der Zulufterwärmung durch ein Nachheizregister zur Einhaltung eines Solltemperaturniveaus von 21 C, sind keine weiteren Luftbehandlungsfunktionen für den Kraftsportraum vorgesehen. Die Regelung der Raumlufttechnik erfolgt durch die Gebäudeleittechnik und abhängig von der, im Abluftkanal sensorisch erfassten, Raumablufttemperatur. Sanitärtechnik und Warmwasserversorgung Die Warmwasserversorgung der Dusch- und Waschräume erfolgt dezentral und wurde unter direkter Anbindung an das Fernwärmenetz ausgeführt. Ein 750 Liter großer Warmwasserspeicher wird hierbei mittels eines externen Wärmeübertragers beladen. Die Leistung der Warmwasserbereitung wurde auf 110 kw dimensioniert. Das Warmwasser zirkuliert zeitgesteuert mit einer Temperatur oberhalb 60 C bis an die Zapfstellen. Die vorgegebene Temperatur von mehr als 60 C am Warmwasseraustritt des Trinkwassererwärmers begründet sich aus den Normen und technischen Regeln zur thermischen Legionellenprävention [DIN , VDI 6023, DVGW Arbeitsblatt W 551]. Die Warmwasserarmaturen sind regelbare Selbstschlussarmaturen mit optischer Auslösung. Die Duscharmaturen wurden aus Edelstahl gefertigt, sind eigensicher und werden ebenfalls mittels einer optischen Auslösung über Präsenzmelder gesteuert. Die Auslösesteuerung der Armaturen kann überdies individuell programmiert werden. Elektro- und Beleuchtungstechnik Die Beleuchtungsanlage der Sporthalle Dormagen wurde gemäß DIN EN (Sportstättenbeleuchtung) geplant und ausgeführt. Abhängig von den in Dormagen vorgesehenen Sportarten und den jeweiligen Anforderungen für Training und Wettkämpfe wurde die Beleuchtungsanlage entsprechend der Beleuchtungsklassen II und III ausgelegt. Die Leuchten der Sporthallenbeleuchtung wurden in 8 Lichtbändern mit jeweils 16 Leuchten angeordnet, wobei pro Leuchte jeweils drei dimmbare T5-Leuchtstofflampen mit elektronischen Vorschaltgeräten eingesetzt werden. Für die Durchführung eines allgemeinen Trainings, einfacher Wettkämpfe sowie Schul- und Freizeitsport wurde eine horizontale Beleuchtungsstärke von 200 bis 300 lx vorgesehen. Die Beleuchtungsanlage wird prinzipiell über, in den drei Hallenabschnitten installierte, Präsenzmelder gesteuert, kann jedoch auch über ein Schalttableau stufenlos gedimmt werden. Für regionale Wettkämpfe mit einem mittleren Anforderungsniveau kann über einen, gesicherten und lediglich dem Hallenwart zugänglichen, Schalter auf ein höheres Beleuchtungsniveau mit einer horizontalen Beleuchtungsstärke von 600 lx umgeschaltet werden. Die Beleuchtungsanlage in den Nebenräumen wird über Bewegungs- bzw. Präsenzmelder geschaltet. Die im Umkleidetrakt vorhandenen Oberlichter wurden im Zuge der Sanierungsmaßnahmen geschlossen. 126

139 Gebäudemanagement Das Gebäudemanagement der Dreifeldsporthalle inklusive der Steuerung und Regelung der technischen Gebäudeausrüstung sowie dem Energiemanagement besteht aus einem Gebäudeautomationssystem der Firma Saia-Burgess. In der Automationsebene der Gebäudeleittechnik wird eine frei programmierbare Automationsstation eingesetzt, die mittels Schnittstelle vor Ort programmierbar und über ein Bedienpanel konfigurierbar ist. Desweiteren ist ein internetgebundenes Managementsystem vorgesehen, welches es ermöglicht, über eine passwortgeschützte Online-Visualisierung, mit Echtzeitanzeige relevanter Messdaten und Anlagenzustände, wesentliche Parameter der Regelungsprogrammierung zu verändern und Messdaten herunterzuladen. Mit diesem konfigurierbaren System wird unter anderem eine möglichst hohe Raumautomation angestrebt, um für die Dreifeldhalle, die Umkleide- bzw. Waschräume sowie dem Kraftsportraum ein individuell angepasstes Raumklima bei einem möglichst geringen Energiebedarf und Automationsaufwand zu gewährleisten. Die Raumautomation umfasst hierbei eine Regelung der Raumheizung, der Raumlufttechnik und der Beleuchtungstechnik über ein einziges Bus- und Automationssystem. Die Heizungsregelung im Mensatrakt erfolgt weiterhin rein witterungsabhängig, jedoch ebenfalls über das zentrale Automationssystem. Im Rahmen des Energiemanagements werden die wesentlichen Temperaturen und Wärmemengen der Heizkreise sowie die Betriebsparameter der verschiedenen raumlufttechnischen Anlagen aufgezeichnet und zur späteren Auswertung gespeichert Variantenberechnung zur DIN V Die Berechnungen zum Energiebedarf wurden nach DIN V durchgeführt, wobei die Software IBP von Heilmann Software IT GmbH und Fraunhofer IBP verwendet wurde. Berechnung Ist-Zustand Zunächst wurden Berechnungen mit dem Ist-Zustand durchgeführt, um die gemessenen Verbrauchsdaten einordnen zu können und auch das Nutzerprofil kritisch zu hinterfragen. Hierfür wurde das Gebäude in sieben Zonen mit unterschiedlichen Nutzungsprofilen aufgeteilt (Tabelle 4-3). Zone 1 Zone 2 Zone 3 Zone 4 Zone 5 Zone 6 Zone 7 Tabelle 4-3: Nutzungsprofile der Zonen Nutzungsprofil Sporthalle Lager, Technik, Archiv Sonstige Aufenthaltsräume WC und Sanitärräume Verkehrsflächen Küche Kantine Es zeigte sich, dass bei Verwendung der Nutzungsprofile aus der DIN V deutlich zu hohe Ergebnisse für den Heizenergiebedarf ermittelt wurden. Daraufhin wurden nach 127

140 Absprache mit dem Fachplaner und dem Nutzer Modifikationen an den Nutzungsprofilen vorgenommen. Vor allem die Solltemperaturen und die Nutzungszeiten sowie der Warmwasserbedarf wurden deutlich verringert. Durch diese Änderungen konnte erreicht werden, dass der errechnete Heizenergiebedarf und der gemessene Verbrauch sich deutlich annähern: Der Endenergiebedarf Heizen liegt damit bei kwh/a (Abbildung 4-27), der Mittelwert für den Verbrauch (witterungsbereinigt, ohne Warmwasser) liegt bei kwh/a. Abbildung 4-27: Endenergiebedarf Ist-Zustand Berechnung Soll-Zustand (vereinfacht) Mit den verwendeten Randbedingungen wurden nun Vergleichsberechnungen durchgeführt. Dabei wurden folgende Eckdaten für die wesentlichen Bauteile als Startpunkt definiert: Außenwand Halle: zusätzlich 12 cm PU-Sandwichelemente, 4,5 cm Mineralfaser, Innendämmung entfällt Außenwand Umkleiden / Sanitär: zusätzlich 12 cm Wärmedämmverbundsystem Fenster: 2-Scheiben Wärmeschutzglas (U W = 2,0 W/(m²K) Dach: zusätzliche Randdämmung (Perimeterdämmung) Luftdichtheit: n 50 = 1,0 h -1 Die Anlagentechnik wurde zunächst nur einfach angepasst (Außenluftwechsel auf hygienisch notwendiges Maß reduziert, darüber hinaus Beheizung über statische Heizflächen), ohne zusätzliche Elemente (Wärmerückgewinnung, Erdwärmetauscher etc.) zu berücksichtigen. Mit diesen Maßnahmen konnte der Heizenergiebedarf auf kwh/a (-67 %) reduziert werden (Abbildung 4-28). 128

141 Abbildung 4-28: Endenergiebedarf Soll-Zustand (vereinfacht) Ausgehend von dieser Startvariante wurden nun wesentliche Parameter der Sanierung im Sinne einer Sensitivitätsanalyse variiert (Abbildung 4-29 bis Abbildung 4-36) Qheiz [kwh/m²a] Qheiz [kwh/m²a] Dämmstärke Halle [cm PU, zzgl. 4,5 cm MinW] Dämmstärke Anbau unten [cm PU] Abbildung 4-29: Heizwärmebedarf, Variation Dämmung Halle (Fassade) Abbildung 4-30: Heizwärmebedarf, Variation Dämmung Umkleide/Sanitär Qheiz [kwh/m²a] Dämmstärke Anbau oben [cm PU] Abbildung 4-31: Heizwärmebedarf, Variation Dämmung Kantine Qheiz [kwh/m²a] Dämmstärke Dach [cm PU] Abbildung 4-32: Heizwärmebedarf, Variation Dämmung Dach 129

142 Qheiz [kwh/m²a] Variation g-wert Qheiz [kwh/m²a] Fensterart [Ug, W/m²K] Abbildung 4-33: Heizwärmebedarf, Variation Fenster Dichtheit [n50] Abbildung 4-34: Heizwärmebedarf, Variation Luftdichtheit Qheiz [kwh/m²a] Vergleichswert mit Randdämmung Qheiz [kwh/m²a] Dämmstärke Boden ohne Randdämmung[cm PU] Abbildung 4-35: Heizwärmebedarf, Variation Bodenplatte Dämmstärke Rand mit 2cm Bodendämmung [cm PU] Abbildung 4-36: Heizwärmebedarf, Variation Randdämmung / Bodenplatte Um die Transmissionswärmeverluste besser identifizieren zu können, wurden die Beiträge der einzelnen Hüllflächenanteile auf den Wärmetransferkoeffizient H t ermittelt (Abbildung 4-37). 0% 21% 47% 14% Innenw and Außenw and Fenster Tür Boden Decke Außen Dach 6% 1% 11% Abbildung 4-37: Transmissionswärmeverluste Soll-Zustand (vereinfacht) 130

143 Hier wird deutlich, dass das Dach trotz des bereits guten U-Wertes von 0,17 W/(m²K) noch immer den maßgeblichen Anteil am Wärmetransfer besitzt. In einem nächsten Schritt wurde dann die Lüftung mit einer Wärmerückgewinnung ausgestattet (WRG 75 %) und einige weitere Veränderungen im Detail durchgeführt, durch diese Maßnahmen wird der Heizenergiebedarf auf kwh/a reduziert (Abbildung 4-38). Abbildung 4-38: Endenergiebedarf Soll-Zustand (vereinfacht) mit WRG Berechnung Soll-Zustand (detailliert) Im weiteren Verlauf des Projektes wurde die Zonierung angepasst und die veränderte Anlagentechnik einbezogen. Die räumlichen Veränderungen, die durch die Sanierung erfolgt sind, wurden dadurch ebenfalls berücksichtigt. So wurde die ausfahrbare Tribüne durch die neuen Geräteräume im Süd-Osten der Halle ersetzt und der Kraftsportraum zur Außenfassade hin versetzt. Im Rahmen der Variantenberechnungen zur DIN V wurde unter anderem untersucht, inwieweit sich das in Dormagen realisierte Konzept der Hallenüberströmung bzw. der Hallenabluftnutzung durch die DIN-Norm zur energetischen Bewertung von Gebäuden abbilden lässt. Die DIN-konforme Berechnung zum Nutz- und Endenergiebedarf wurde mit der Software IBP: durchgeführt, welche von Heilmann-Software IT GmbH in Kooperation mit dem Fraunhofer Institut für Bauphysik vermarktet wird. Drüber hinaus notwendige Vergleichsrechnungen zum Nutzwärmebedarf der Raumlufttechnik wurden in Excel bearbeitet. Das Ziel der Berechnungen nach DIN V war ursprünglich eine Gegenüberstellung unterschiedlicher Konfigurationen der Raumlufttechnik in Dormagen, um den energetischen Vorteil der Hallenüberströmung durch theoretische Betrachtungen unter Verwendung eines anerkannten Instruments nachweisen zu können. Demgegenüber steht die zulässige jedoch nicht durch die betreffende DIN berücksichtigte Nutzung der Hallenabluft zur Belüftung der Nebenräume. Da es sich zudem um ein relativ neues Konzept der Sporthallenbelüftung handelt, welches noch nicht zu den technisch weit verbreiteten Systemlösungen zählt, ist eine Abbildung in der DIN V aus dem Jahr 2007 oder der überarbeiteten Version aus 2011 ebenfalls noch nicht vorgesehen. 131

144 Abbildung 4-39: Schema des realisierten Raumlufttechnikkonzepts in der Dreifeldsporthalle Dormagen Eine in Betracht gezogene Möglichkeit zur energetischen Bewertung der Hallenüberströmung gemäß DIN V liegt in der Berechnung eines Luftwechsels zwischen den entsprechenden Gebäudezonen, der sich jeweils aus dem Zuluftvolumenstrom der Lüftungsanlage ergibt, wie aus Abbildung 4-39 ersichtlich ist. Betrachtet werden bei diesem Berechnungsansatz jeweils die Bilanz-Innentemperaturen bzw. die Raumsolltemperaturen der Gebäudezonen. Entsprechend dem Vorzeichen der Temperaturdifferenz zwischen den Raumsolltemperaturen der am Luftwechsel beteiligten Zonen wird der Luftaustausch in der jeweils überströmten Zone als Lüftungswärmesenke oder -quelle behandelt. Für den Luftwechsel zwischen Zone 1 (Dreifeldhalle) und Zone 2 (Aufenthaltsräume) ist aufgrund gleicher Solltemperaturen von einer Lüftungswärmequelle auszugehen. Im Fall des Luftaustausches von Zone 1 nach Zone 3 (Umkleideräume) oder von Zone 1 nach Zone 4 (Waschräume) wird der Luftaustausch in Zone 3 oder Zone 4 wegen des höheren Raumtemperaturniveaus im Vergleich zur Dreifeldsporthalle dementsprechend als Lüftungswärmesenke gewertet. Der sich aus dieser Lüftungswärmesenke ergebende Nutzwärmebedarf wird zunächst der Raumheizung der jeweiligen Gebäudezone zugeordnet. Durch eine Anpassung der Nutzenergiebilanz muss dieser ursprünglich der Raumheizung zugewiesene Nutzwärmebedarf anschließend der Raumlufttechnik als theoretischer Nutzwärmebedarf für die Zulufterwärmung zugeordnet werden. Diese Interpretationsvariante der Hallenüberströmung im Rahmen der Berechnungsvorgaben durch die DIN V stellt jedoch eine nur ungenügende Methodik zur Abbildung und energetischen Bewertung der Hallenüberströmung dar, da der energetische Nutzen der Wärmerückgewinnung aus der Abluft der Nebenräume nicht berücksichtigt wird. Des Weiteren werden Verluste für Verteilung und Übergabe, die Nachheizregister betreffend, oder der Einfluss der Ventilatoren nicht in die Berechnungen 132

145 einbezogen. Letztendlich wurde dieser Lösungsansatz, auch aufgrund eingeschränkter Möglichkeiten durch das verfügbare Software-Tool IBP: 18599, wieder verworfen. Da eine Abbildung der in Dormagen realisierten Hallenüberströmung, wie vereinfacht in Abbildung 4-39 dargestellt und vorhergehend erörtert, nicht mit dem zur Verfügung stehenden Software-Tool IBP: möglich ist, wurde in IBP: ein Referenzmodell als alternative Variante (Variante a) betrachtet. Diese beinhaltet eine separate Lüftungsanlage mit Wärmerückgewinnung für jede mechanisch belüftete Zone, was anhand eines simplen Schemas in Abbildung 4-40 veranschaulicht wird. Die hierbei zugrunde gelegte Zonierung basiert auf der aktuellen Gebäudearchitektur sowie technischen Gebäudeausrüstung der Dreifeldsporthalle und richtet sich gemäß DIN V nach der Höhe der Soll-Raumtemperatur, der Art der Raumheizung sowie dem jeweiligen Belüftungssystem. Abbildung 4-40: Schema der alternativen Berechnungsvariante (Referenzmodell) unter IBP:18599 (Varianten a und b) Die Energiebedarfsberechnungen unter IBP: (Variante a) gründen auf dem aktuellen Gebäudebestand nach erfolgter Sanierung und berücksichtigen sowohl die bauphysikalischen Merkmale der verbesserten Gebäudehülle als auch die Kennzahlen der modernisierten Haustechnik. Die Ergebnisse ergeben einen Jahresendenergiebedarf für die Heizung von kwh, für die Warmwasserbereitung von kwh, für die Beleuchtung von kwh und für die Belüftung in Höhe von kwh. Der monatliche Endenergiebedarf für die Heizzwecke setzt sich aus dem Nutzwärmebedarf für die Raumheizung und die Raumlufttechnik sowie den Verteilungs- und Übergabeverlusten zusammen. Der ganzjährig hohe monatliche Endenergiebedarf für die Beleuchtung der Sporthalle sowie der Nebenräume (siehe Abbildung 4-41) resultiert aus dem nur geringen Fensterflächenanteil an der Gebäudehüllfläche und der dadurch stark verringerten Tageslichtnutzung. 133

146 Abbildung 4-41: Monatlicher Endenergiebedarf nach DIN V für Heizung, Warmwasser, Beleuchtung und Belüftung für die Dreifeldsporthalle Dormagen im sanierten Zustand Ausgehend von den Berechnungsergebnissen aus dem Software-Tool IBP: (Variante a) wird für die nachfolgend erläuterten zwei Vergleichsrechnungen unter Excel ein jährlicher Nutzwärmebedarf für die Raumlufttechnik von kwh/a als Referenzwert vorausgesetzt. Die Vergleichsvarianten gliedern sich jeweils in ein Referenzmodell (Variante b), welches sich an dem Schema in Abbildung 4-40 bzw. an den Berechnungen unter IBP: orientiert, sowie einem Modell der Hallenüberströmung, wie in Abbildung 4-39 dargestellt. Die Ziele der Vergleichsrechnungen sind einerseits eine Bewertung der Berechnungen nach DIN V und andererseits eine energetische Bewertung der Hallenüberströmung. Ein Eckparameter der Excel-Berechnungen ist eine stundenbasierte Ermittlung der Nutzenergie zur Zulufterwärmung unter Nutzung der, in Stundenwerten aufgelösten, Außentemperaturwerte aus dem Wetterdatensatz des bislang gültigen Testreferenzjahres für Deutschland (Station Würzburg). Die zugrunde gelegten Zonentemperaturen orientieren sich an den Soll-Raumtemperaturen, wobei in Vergleichsvariante 1 (c) zur Hallenüberströmung angenommen wird, dass die Raumtemperaturen im Sporthallengebäude im Sommer die Außentemperatur, wie durch Gleichung (4-1) beschrieben, annehmen, sobald diese den jeweiligen Sollwert überschreitet. In der ebenfalls auf dem Anlagenschema der Hallenüberströmung unter Abbildung 4-39 basierenden zweiten Vergleichsvariante (d) wird demgegenüber vereinfachend eine ganzjährig auf dem Sollwert verlaufende Zonentemperatur vorausgesetzt. Diese vereinfachende Annahme ist notwendig, da die realistischen Rauminnentemperaturen in Gebäuden von zahlreichen Faktoren abhängig sind, die sich letztendlich nur durch eine dynamische Simulation abbilden lassen. (4-1) Auch in Bezug auf den variablen Volumenstrom der mechanischen Lüftungsanlagen musste die Vereinfachung eines konstanten Volumenstroms getroffen werden, da die regelungstechnischen Abhängigkeiten der Lüftung im Rahmen einer begrenzten Berechnung nicht berücksichtigt werden können. Die zu Berechnungszwecken angesetzten 134

147 EnPROGRES Abschlussbericht Betriebszeiten der Lüftungsanlagen entsprechen dem aktuell verwendeten Zeitprogramm. Der Grad der Wärmerückgewinnung des in Dormagen eingesetzten, regenerativen Wärmerückgewinnungssystems wurde ebenfalls vereinfachend mit ganzjährig 0,75 angesetzt. Die Zulufttemperatur nach der Wärmerückgewinnung wurde mittels Gleichung (4-2) berechnet. ( ) (4-2) Der in den Vergleichsvarianten verfolgte Berechnungsansatz, setzt voraus, dass die jeweilige Abluft aus den Zonen der entsprechenden Soll-Raumtemperatur entspricht und ohne weitere Wärmeverluste über den Lüftungskanal für die Wärmerückgewinnung genutzt werden kann. Des Weiteren wird von einer weiteren Erwärmung des Zuluftstroms nach der Wärmerückgewinnung durch einen Ventilator ausgegangen. Der Grad der Erwärmung des Zuluftstroms nach Gleichung (4-4) ist hierbei von der spezifischen Leistungsaufnahme des Ventilators und der Höhe des als konstant angenommenen Volumenstroms abhängig. Diesbezüglich wurde, basierend auf DIN V Teil 7, eine spezifische Leistungsaufnahme durch die Ventilatoren von P SFP = 1,6 kw/(m 3 s -1 ) unterstellt. Weiterhin wird vorausgesetzt, dass aufgrund von Verlusten lediglich 75 % der elektrischen Leistungsaufnahme des Ventilators in eine Zulufterwärmung umgesetzt werden. (4-3) (4-4) Die von der Wärmerückgewinnung aus der Zonenabluft zurückgewonnene Wärmeleistung errechnet sich nach Gleichung (4-5). ( ) (4-5) Um die Zuluft nach Wärmerückgewinnung und Erwärmung durch den Lüftungsventilator auf das geforderte Solltemperaturniveau anzuheben, wird in den Zonen-Lüftungsanlagen des theoretischen Referenzmodells jeweils ein Nachheizregister vorausgesetzt. Die notwendige Nutzwärme für die Zulufttemperaturerhöhung in den RLT-Anlagen wird mittels Gleichung (4-6) berechnet. ( ) (4-6) In einem ersten Ansatz der Vergleichsberechnungen wurde ein 365-Tage-Betrieb pro Jahr mit einer täglichen Betriebsdauer von 08:00 bis 14:00 Uhr und von 17:00 bis 22:00 Uhr veranschlagt, um den Berechnungsaufwand zu reduzieren. Da dieses nicht mit den realen Betriebsbedingungen übereinstimmt, wurden sowohl die ermittelten Nutzwärmegewinne aus der Wärmerückgewinnung als auch die Nutzwärme der Nacherhitzung durch einen Faktor, wie durch Gleichung (4-7) beschrieben, zur Berücksichtigung einer Nutzungszeit der Lüftungsanlage von 300 Tagen pro Jahr bereinigt. 135

148 (4-7) Ergebnisse Ein Vergleich zwischen den mittels IBP: ermittelten monatlichen Nutzwärmebedarfswerten und den diesbezüglichen Ergebnissen des Referenzmodells (Variante b) sowie den Vergleichsvarianten (c) und (d) zur Hallenüberströmung zeigte hohe Unterschiede. Die hauptsächliche Ursache der differenten Ergebnisse ist nach eingehender Betrachtung in den jeweils beschrittenen Rechenwegen zu suchen. In der DIN V (Teil 3 - Nutzenergiebedarf für die energetische Luftaufbereitung) werden abhängig von der grundlegenden Anlagenkonfiguration und mittels Tabellenverfahren Energiekennwerte vorgegeben. So ist beispielsweise gemäß DIN V für die in Dormagen genutzten Lüftungsanlagen einzig die Anlagenvariante 4 als Möglichkeit vorgegeben (keine Feuchteanforderungen, kein Luftbefeuchtungssystem, Wärmerückgewinnung ohne Stoff- / Feuchteübertragung, Rückwärmzahl des Wärmerückgewinnungssystems 75 %). Die zur Auswahl stehenden Anlagenkonfigurationen der DIN V gestatten jedoch nicht die Einbeziehung einer Wärmerückgewinnung mit Wärme- und Feuchteübertragung ohne Luftbefeuchter oder Kühlfunktion. Dagegen ist in Dormagen eine regenerative Wärmerückgewinnung ohne Luftbehandlung durch Befeuchtung oder Kühlung realisiert, was aber in den DIN-konformen Berechnungen so nicht berücksichtigt werden kann. Die somit vorgegebenen Energiekennwerte führen im Ergebnis letztendlich zu monatlichen Nutzwärmebedarfswerten für die alternative bzw. Referenzvariante (Abbildung 4-40), welche unterhalb der nach physikalischen Gesetzmäßigkeiten berechneten bzw. notwendigen Nutzwärme der Referenzrechnung unter Excel (Variante b - siehe Tabelle 4-5) liegt. Tabelle 4-4: Tabellarische Übersicht über wesentliche Randbedingungen der Berechnungsvarianten zur energetischen Bewertung der Lüftungstechnik in Dormagen Raumlufttechnik Zonen- / Innentemperatur Berechnungsansatz Zeitraum der Berechnung Wetterdaten (Strahlungsintensität, Außentemperatur) 136 Referenzmodell Hallenüberströmung (IBP: 18599) (Excel) Variante 1 Variante 2 (Excel) (Excel) (a) (b) (c) (d) Anlagenschema nach Anlagenschema nach Anlagenschema nach Anlagenschema nach Abbildung 4-40 Abbildung 4-40 Abbildung 4-39 Abbildung 4-39 Sollraumtemperatur Sollraumtemperatur Sollraumtemperatur Bilanz- ganzjährig entsprechend der ganzjährig Innentemperatur nach entsprechend der Zonenparameter nach entsprechend der DIN V Zonenparameter nach Abbildung 4-39 und Zonenparameter nach Abbildung 4-40 Gleichung (4-1) Abbildung 4-39 Berechnung des monatlichen Nutzwärmebedarfs über Energiekennwerte 1 Jahr, Monatsmittelwerte Referenzklima, Monatswerte (DIN V , Tabelle 7) Berechnung des monatlichen Nutzwärmebedarfs mittels der Gleichungen (4-1) bis (4-6) 1 Jahr, Stundenmittelwerte Standard-Wetterdatensatz Würzburg, Stundenmittelwerte Die wesentlichen Unterschiede der genutzten Berechnungsansätze bzw. Randbedingungen in den Varianten (a) bis (d) sind der zusammenfassenden Übersicht in Tabelle 4-4 zu entnehmen. Sieht man von den jeweils zugrunde liegenden Anlagenschemata ab, sind wesentliche Unterschiede zwischen den Varianten in der Auswahl verschiedener Annahmen die Innentemperatur der Gebäudezonen betreffend zu finden. Darüber hinaus werden in den

149 Varianten (b) bis (d) Stundenmittelwerte zur Ermittlung des Nutzwärmebedarfs der Raumlufttechnik herangezogen, während die DIN V auf einem Verfahren mit Monatsmittelwerten basiert. Die jeweils verwendeten Wetterdaten entsprechen dem Referenzklima für Deutschland (Würzburg), unabhängig davon ob es sich um Monatswerte oder Stundenmittelwerte des Standard-Wetterdatensatzes handelt, wodurch eine direkte Vergleichbarkeit der Berechnungsergebnisse gegeben ist. Die Ergebnisse der Referenzberechnungen unter Excel (Variante b) belegen mit einem Jahresnutzwärmebedarf der Zulufterwärmung für das alternative Referenzmodell aus Abbildung 4-40 von kwh/a und für das Modell der Hallenüberströmung in Vergleichsvariante 1 (c) in Höhe von kwh/a den energetischen Vorteil der Hallenabluftnutzung zum Belüften der Nebenräume. Dieses wird auch bei Betrachtung des, in Abbildung 4-42 und Tabelle 4-5 dargestellten, Vergleichs des jeweiligen monatlichen Nutzwärmebedarfs bestätigt. Dabei ist zu berücksichtigen, dass eine Nacherhitzung der Zuluft für die Zone der Aufenthaltsräume bei der Hallenüberströmung, aufgrund identischer Sollraumtemperaturen der Gebäudezonen 1 und 2, entfällt. Energieeinspareffekte der Hallenüberströmung zeigen sich hier insbesondere während der Heizperiode. Einerseits kann Abluft auf einem höheren Temperaturniveau aus den Nebenräumen genutzt werden kann, wodurch sich der Nutzwärmebedarf zur Erwärmung des, der Dreifeldsporthalle zugeführten, Luftvolumenstroms entsprechend verringert. Und andererseits muss weniger Heizwärme zur Nacherhitzung der Hallenabluft im Vergleich zur ausschließlichen Belüftung der Nebenräume mit Außenluft eingesetzt werden. Berücksichtigt man die Randbedingungen der Berechnungsansätze in Tabelle 4-4 und die diesbezüglichen Annahmen zu den Zonen- bzw. Innenraumtemperaturen, so ist festzustellen, dass in Vergleichsvariante 1 (c) zur Hallenüberströmung die Zonentemperatur der Sporthalle auch während der täglichen Betriebszeit in den Sommermonaten (Juni bis August) zeitweise unterhalb der Raumsolltemperatur der Nebenräume liegt. Zwar wird durch Gleichung (4-1) eine vereinfachte Anpassung der Innentemperaturen an die Klimaverhältnisse (außentemperaturabhängig) vorgenommen und somit eine Überhitzung von Sporthalle und Nebenräumen im Sommer berücksichtigt, doch stößt dieser Lösungsansatz diesbezüglich an seine Grenzen. Denn wie bereits zuvor angemerkt, ist die realistische Abbildung der Innenraumtemperaturen in einem Gebäude, bedingt durch eine Vielzahl von Einflussfaktoren, nur im Rahmen einer dynamischen Gebäudesimulation unter einem erheblichen Rechenaufwand möglich. Aufgrund dessen kehrt sich der Einspareffekt in den Sommermonaten teilweise um, so dass für die Nacherhitzung der Hallenabluft mehr Heizwärme aufgewendet werden muss, als dies bei der Belüftung der Nebenräume mittels Außenluftzufuhr der Fall wäre. Der Grund hierfür beruht im Wesentlichen auf der Art des Lüftungskonzepts des alternativen Referenzmodells, wobei bei Außentemperaturen oberhalb der Soll-Raumtemperatur generell kein Nachheizbedarf besteht. 137

150 Abbildung 4-42: Vergleich der Berechnungsergebnisse zum monatlichen Nutzwärmebedarf der Zulufterwärmung aus dem IBP:18599-Tool (a) sowie dem Referenzmodell (b) und dem Modell der Hallenüberströmung (c) aus Vergleichsvariante 1 Die bereits dargestellten Vorteile des Konzepts einer Sporthallenlüftung mit Nutzung der Hallenüberströmung werden zudem auch unter Betrachtung der notwendigen Investitionskosten für ein Lüftungskonzept mit einer mechanischen Lüftungsanlage pro belüfteter Gebäudezone im Vergleich zu den niedrigeren Kosten der Hallenüberströmung untermauert. Vergleichsvariante 2 (d) zur Bewertung der Hallenüberströmung unterscheidet sich von Variante 1 (c) lediglich in der Vorgabe der Zonen-Solltemperaturen, welche hier als ganzjährig konstant vorausgesetzt werden. Dieser Lösungsansatz mit der Annahme konstanter Rauminnentemperaturen wurde gewählt, um im Vergleich mit Variante (c) den Einfluss der sommerlichen Hallen- bzw. Raumtemperaturen (Überhitzung) auf den Nutzwärmebedarf der Nachheizregister NE 1 sowie NE (siehe Abbildung 4-39) abschätzen zu können. Betrachtet man zunächst den Vergleich zwischen Variante (d) und den Berechnungsergebnissen zum Referenzmodell mittels IBP: (Variante (a): kwh/a) oder mittels Excel (Variante (d): kwh/a), so ist ein im Grundsatz den vorhergehend erörterten Sachverhalten entsprechender Verlauf des monatlichen Nutzwärmebedarfs der Raumlufttechnik zu erkennen. Hierdurch werden auch die bereits getroffenen Schlussfolgerungen zu den Energieeinsparpotentialen einer Nutzung der Hallenabluft zur Belüftung der Nebenräume bestätigt. Der sich aus den Berechnungen von Vergleichsvariante 2 (d) ergebende Nutzwärmebedarf zur Erwärmung der Hallenabluft zeigt mit kwh/a jedoch eine deutliche Erhöhung des Nachheiz-Nutzwärmebedarfs im Vergleich zu Variante 1 (c) mit kwh/a. Dieser um kwh/a erhöhte Nutzwärmebedarf resultiert aus der als konstant betrachteten Hallen-Solltemperatur von 18 C während der täglichen Betriebszeit. Die somit, im Vergleich zu Variante 1 mit außenlufttemperaturabhängig angepassten Zonentemperaturen, ebenfalls verringerte Hallenablufttemperatur bedingt einen höheren Nachheizbedarf für die Erwärmung der Zuluft zur Belüftung der Nebenraumzonen mit Umkleide- sowie Waschräumen im Sommer (siehe Tabelle 4-5). 138

151 Abbildung 4-43: Vergleich der Berechnungsergebnisse zum monatlichen Nutzwärmebedarf der Zulufterwärmung aus dem IBP:18599-Tool (a) sowie dem Referenzmodell (b) und dem Modell der Hallenüberströmung (c) aus Vergleichsvariante 2 Die nachfolgende tabellarische Übersicht zum monatlichen Nutzwärmebedarf der Raumlufttechnik in Tabelle 4-5 veranschaulicht abschließend die jährliche Einsparung, die durch das realisierte Lüftungskonzept der Dreifeldsporthalle Dormagen theoretisch umsetzbar ist. Bezogen auf den Nutzwärmebedarf des unter Excel berechneten Referenzmodells (Variante b) mit kwh/a resultiert aus Vergleichsvariante 1 (c) zur Hallenüberströmung ein Energieeinsparpotential von ca. 43,5 % (9.688 kwh/a). Werden, wie in Vergleichsvariante 2 (d) geschehen, der Einfluss der Hallenüberhitzung im Sommer außer Acht gelassen und zu Berechnungszwecken konstante Raumtemperaturen vorausgesetzt, verringert sich das Einsparpotential bezogen auf das Referenzmodell unter Excel (Variante b) auf ca. 37,2 % (8.296 kwh/a). Lediglich in den Sommermonaten von Juni bis August ist es (bei den gegebenen Modellannahmen) unter energetischen Gesichtspunkten effektiver die jeweiligen Gebäudezonen der Sporthalle durch eine separate Lüftungsanlage mit Frischluft zu versorgen. Dieser Nachteil der Hallenabluftnutzung im Sommer wird jedoch durch die Energieeinsparung in der Heizperiode vollständig revidiert. So beträgt die Energieeinsparung der Varianten (c) bzw. (d) im Vergleich zur Referenzvariante (b) allein im Monat Januar ca. 50 %. In der Praxis wäre es zu empfehlen, die Nachheizregister für die Nebenräume außerhalb der Heizperiode abzuschalten. 139

152 Tabelle 4-5: Vergleich der Ergebnisse aus den Varianten (a) bis (d) zur Berechnung des monatlichen Nutzwärmebedarfs für die Nachheizregister der raumlufttechnischen Anlagen in der Dreifeldsporthalle Dormagen Referenzmodell Hallenüberströmung Variante 1 Variante 2 (IBP: 18599) (Excel) (Excel) (Excel) (a) (b) (c) (d) Anlagenschema nach Anlagenschema nach Anlagenschema nach Anlagenschema nach Raumlufttechnik Abbildung 4-40 Abbildung 4-40 Abbildung 4-39 Abbildung 4-39 Januar Februar März April Mai Juni Juli August September Oktober November Dezember Gesamt Detailuntersuchungen zu Wärmebrückenproblemen (FEM) Grundlage für die durchgeführten numerischen Berechnungen ist DIN EN ISO Nachfolgend werden exemplarisch die Ergebnisse einiger ausgewählter Wärmebrückendetails wiedergegeben und erläutert. Die zugehörigen Materialkennwerte sind jeweils angegeben. Die angesetzten klimatischen Randbedingungen sind nach DIN EN ISO 6946 gewählt worden und in Tabelle 4-6 bzw. Tabelle 4-7 aufgeführt. Tabelle 4-6: Temperatur θ in C Innen 20,0 Aussen 0,0 Tabelle 4-7: Wärmeübergangswiderstände R S in m 2 K/W Richtung des Wärmestroms Aufwärts Horizontal Abwärts Innen 0,10 0,13 0,17 Aussen 0,04 0,04 0,04 Die Berechnung der Wärmeleitfähigkeit der Lufträume erfolgt nach DIN EN ISO 6946 bzw. DIN EN ISO Sockeldetail Das Sockeldetail der Sporthalle Dormagen stellt eine wärmetechnische Schwachstelle dar. Dieses wurde durch Infrarotaufnahmen deutlich, vergleichbare Untersuchungen an ähnlichen Gebäuden konnten diese typische Schwachstelle ebenfalls identifizieren. 140

153 Um hier zu einer quantitativen Einschätzung zu kommen, wurden FEM-Berechnungen durchgeführt, die drei Varianten umfassen: ohne Perimeterdämmung, d.h. für das Fundament Beibehaltung des Ist-Zustandes mit Perimeterdämmung bis 0,5 m Tiefe mit Perimeterdämmung bis 1 m Tiefe, d.h. die Streifenfundamente werden in ihrer gesamten Tiefe außenseitig mit Dämmung versehen. Abbildung 4-44: Ansicht Vorderseite Hallen und Verwaltungsbau Folgende Daten wurden für die Simulation verwendet: Material Tabelle 4-8: Wärmeleitfähigkeiten der verwendeten Materialien im Sockeldetail in W/(mK) Wärmeleitfähigkeit λ [W/(mK)] Quelle Stahl 50 DIN EN ISO PU Sandwichelemente 0,025 DIN V PU, sonstige Elemente bzw. Ortschaum 0,040 DIN V Mineralfaserplatte 0,040 DIN V Perimeterdämmung 0,040 DIN V Porenbeton 0,290 DIN V Beton 2,1 DIN EN ISO Erdreich 2,0 DIN EN ISO

154 Als Vorbemerkung ist darauf hinzuweisen, dass die Bestimmung von Wärmebrückenwerten ( -Werte) im Sockel- und Fundamentbereich abhängig ist von der Größe des Bauwerkes und der Charakteristik des Erdreiches. Ziel der hier vorliegenden Berechnungen ist ein Vergleich unterschiedlicher Lösungen, daher werden nur relative Verbesserungen angegeben. Betrachtet man nur die Verbesserungen, ist der Einfluss von Bauwerksgröße und Charakteristik des Erdreiches gering. Die Berechnungen werden mittels zweidimensionaler FEM durchgeführt, Abbildung 4-45 zeigt exemplarisch das Eingabemodell für den Fall 1 m Perimeterdämmung. Abbildung 4-45: FEM Modell (Beispiel: 1 m Perimeterdämmung) Ergebnisse: ohne Perimeterdämmung Abbildung 4-46: FEM Resultat, ohne Perimeterdämmung 142

155 mit Perimeterdämmung bis 0,5 m Tiefe Abbildung 4-47: FEM Resultat, Perimeterdämmung bis 0,5 m Tiefe mit Perimeterdämmung bis 1 m Tiefe Abbildung 4-48: FEM Resultat, Perimeterdämmung bis 1 m Tiefe Die Verbesserung des -Wertes stellt sich wie folgt dar: Variante Tabelle 4-9: Verbesserung des -Wertes in W/(mK) Verbesserung -Wert [W/(mK)] ohne Perimeterdämmung 0 Perimeterdämmung 0,5 m (im Vergleich zu ohne Perimeterdämmung ) Perimeterdämmung 1 m (im Vergleich zu 0,5 m Perimeterdämmung) 0,549 0,

156 Detail D-1 Bei dem Detail D-1 handelt es sich um den Bereich Dach-Wandanschluss (Attika) oberhalb der Umkleidekabinen der Sporthalle. Nachfolgend aufgeführte Materialeigenschaften wurden für die numerischen Berechnungen verwendet: Tabelle 4-10: Wärmeleitfähigkeiten der verwendeten Materialien im Detail D-1 in W/(mK) Wärmeleitfähigkeit Material λ [W/(mK)] Quelle Stahl 50 DIN EN ISO WD035 0,035 DIN V Mauerwerk 0,56 DIN V Beton 2,5 DIN EN ISO Abdichtung 0,5 DIN EN ISO Putz 0,7 DIN V Luft DIN EN ISO Abbildung 4-49: FEM Modell und FEM Resultat, Detail D-1 Ergebnis: Für den Dachbereich ergibt sich ein Wärmedurchgangskoeffizient von 0,100 W/(m 2 K). Der Wandbereich besitzt einen ungestörten U-Wert von 0,313 W/(m 2 K). Mit Hilfe der numerischen Berechnung wurde für den Anschlussbereich ein Wert von = -0,124 W/(mK) bestimmt. 144

157 Detail D-3 Bei dem Detail D-3 handelt es sich um den Bereich Dach-Wandanschluss (Attika) oberhalb des Sportfeldes der Halle. Nachfolgend aufgeführte Materialeigenschaften wurden für die numerischen Berechnungen verwendet: Tabelle 4-11: Wärmeleitfähigkeiten der verwendeten Materialien im Detail D-3 in W/(mK) Wärmeleitfähigkeit Material λ [W/(mK)] Quelle Stahl 50 DIN EN ISO WD024 0,024 DIN V WD035 0,035 DIN V WD040 0,56 DIN V Porenbeton 0,1 DIN V Abdichtung 0,5 DIN EN ISO Luft DIN EN ISO Abbildung 4-50: FEM Modell und FEM Resultat, Detail D-3 Ergebnis: Für den Dachbereich ergibt sich ein Wärmedurchgangskoeffizient von 0,064 W/(m 2 K). Der Wandbereich besitzt einen ungestörten U-Wert von 0,126 W/(m 2 K). Mit Hilfe der numerischen Berechnung wurde für den Anschlussbereich ein Wert von = -0,076 W/(mK) bestimmt. 145

158 Detail D-4 Bei dem Detail D-4 handelt es sich um den Bereich Lichtkuppel bzw. Anschluss Lichtkuppel- Dach oberhalb des Feldbereichs der Sporthalle. Anstelle der Lichtkuppel wurde in Anlehnung an DIN EN ISO eine Maske bei der Berechnung berücksichtigt. Nachfolgend aufgeführte Materialeigenschaften wurden für die numerischen Berechnungen verwendet: Tabelle 4-12: Wärmeleitfähigkeiten der verwendeten Materialien im Detail D-4 in W/(mK) Wärmeleitfähigkeit Material λ [W/(mK)] Quelle Stahl 50 DIN EN ISO Alu 160 DIN EN ISO WD035 0,035 DIN V Maske 0,040 DIN EN ISO Luft DIN EN ISO Abbildung 4-51: FEM Modell und FEM Resultat, Detail D-4 Ergebnis: Für den Dachbereich ergibt sich ein Wärmedurchgangskoeffizient von 0,136 W/(m 2 K). Der Bereich der Maske besitzt eine Dicke von 60 mm, sodass sich ein U-Wert von 0,599 W/(m 2 K) ergibt. Mit Hilfe der numerischen Berechnung wurde für den Anschlussbereich ein Wert von = 0,772 W/(mK) bestimmt. 146

159 Detail F-5 oben Bei dem Detail F-5 oben handelt es sich um den oberen Anschluss Fenster/Notausgang- Fassade. Nach DIN EN ISO ist anstelle der Verglasung eine Maske einzusetzen. Nachfolgend aufgeführte Materialeigenschaften wurden für die numerischen Berechnungen verwendet: Tabelle 4-13: Wärmeleitfähigkeiten der verwendeten Materialien im Detail F-21 oben in W/(mK) Wärmeleitfähigkeit Material λ [W/(mK)] Quelle Stahl 50 DIN EN ISO WD025 0,025 DIN V WD040 0,040 DIN V Porenbeton 0,1 DIN V Dichtband 0,05 DIN EN ISO Rahmen 0,2 Maske 0,040 DIN EN ISO Luft DIN EN ISO Abbildung 4-52: FEM Modell und FEM Resultat, Detail F-5 oben Ergebnis: Für den Fassadenbereich ergibt sich ein Wärmedurchgangskoeffizient von 0,129 W/(m 2 K). Der Bereich der Maske besitzt eine Dicke von 60 mm, sodass sich ein U-Wert von 0,599 W/(m 2 K) ergibt. Mit Hilfe der numerischen Berechnung wurde für den Anschlussbereich ein Wert von = 0,258 W/(mK) bestimmt. 147

160 Detail F-5 seitlich Bei dem Detail F-5 seitlich handelt es sich um den seitlichen Anschluss Fenster/Notausgang- Fassade. Nach DIN EN ISO ist anstelle der Verglasung eine Maske einzusetzen. Nachfolgend aufgeführte Materialeigenschaften wurden für die numerischen Berechnungen verwendet: Tabelle 4-14: Wärmeleitfähigkeiten der verwendeten Materialien im Detail F-21 oben in W/(mK) Wärmeleitfähigkeit Material λ [W/(mK)] Quelle Stahl 50 DIN EN ISO WD025 0,025 DIN V WD040 0,040 DIN V Porenbeton 0,1 DIN V Dichtband 0,05 DIN EN ISO Rahmen 0,2 Maske 0,040 DIN EN ISO Luft DIN EN ISO Abbildung 4-53: FEM Modell und FEM Resultat, Detail F-5 seitlich Ergebnis: Für den Fassadenbereich ergibt sich ein Wärmedurchgangskoeffizient von 0,129 W/(m 2 K). Der Bereich der Maske besitzt eine Dicke von 60 mm, sodass sich ein U-Wert von 0,599 W/(m 2 K) ergibt. Mit Hilfe der numerischen Berechnung wurde für den Anschlussbereich ein Wert von = 0,263 W/(mK) bestimmt. 148

161 Detail F-5 unten Bei dem Detail F-5 unten handelt es sich um den unteren Anschluss Fenster/Notausgang- Fassade. Nach DIN EN ISO ist anstelle der Verglasung eine Maske einzusetzen. Nachfolgend aufgeführte Materialeigenschaften wurden für die numerischen Berechnungen verwendet: Tabelle 4-15: Wärmeleitfähigkeiten der verwendeten Materialien im Detail F-21 oben in W/(mK) Wärmeleitfähigkeit Material λ [W/(mK)] Quelle Stahl 50 DIN EN ISO WD025 0,025 DIN V WD040 0,040 DIN V Beton 2,5 DIN EN ISO Porenbeton 0,1 DIN V Verfuellung 0,15 Rahmen 0,2 Maske 0,040 DIN EN ISO Luft DIN EN ISO Abbildung 4-54: FEM Modell und FEM Resultat, Detail F-5 seitlich Ergebnis: Für den Fassadenbereich ergibt sich ein Wärmedurchgangskoeffizient von 0,129 W/(m 2 K). Der Bereich der Maske besitzt eine Dicke von 60 mm, sodass sich ein U-Wert von 0,599 W/(m 2 K) ergibt. Mit Hilfe der numerischen Berechnung wurde für den Anschlussbereich ein Wert von = 0,197 W/(mK) bestimmt. 149

162 Detail F-21 oben Bei dem Detail F-21 oben handelt es sich um den oberen Anschluss Fenster-Fassade. Nach DIN EN ISO ist anstelle der Verglasung eine Maske einzusetzen. Nachfolgend aufgeführte Materialeigenschaften wurden für die numerischen Berechnungen verwendet: Tabelle 4-16: Wärmeleitfähigkeiten der verwendeten Materialien im Detail F-21 oben in W/(mK) Wärmeleitfähigkeit Material λ [W/(mK)] Quelle WD035 0,035 DIN V WD040 0,040 DIN V Mauerwerk 0,5 DIN V Aussenputz 0,7 DIN V Innenputz 0,5 DIN V Rahmen 0,2 Maske 0,040 DIN EN ISO Luft DIN EN ISO Abbildung 4-55: FEM Modell und FEM Resultat, Detail F-21 oben Ergebnis: Für den Fassadenbereich ergibt sich ein Wärmedurchgangskoeffizient von 0,227 W/(m 2 K). Der Bereich der Maske besitzt eine Dicke von 60 mm, sodass sich ein U-Wert von 0,599 W/(m 2 K) ergibt. Mit Hilfe der numerischen Berechnung wurde für den Anschlussbereich ein Wert von = 0,166 W/(mK) bestimmt. 150

163 Detail F-21 unten Bei dem Detail F-21 unten handelt es sich um den unteren Anschluss Fenster-Fassade. Nach DIN EN ISO ist anstelle der Verglasung eine Maske einzusetzen. Nachfolgend aufgeführte Materialeigenschaften wurden für die numerischen Berechnungen verwendet: Tabelle 4-17: Wärmeleitfähigkeiten der verwendeten Materialien im Detail F-21 unten in W/(mK) Wärmeleitfähigkeit Material λ [W/(mK)] Quelle WD035 0,035 DIN V WD040 0,040 DIN V Mauerwerk 0,5 DIN V Aussenputz 0,7 DIN V Innenputz 0,5 DIN V Rahmen 0,2 Maske 0,040 DIN EN ISO Luft DIN EN ISO Dichtband 0,05 DIN EN ISO Stahl 50 DIN EN ISO Abbildung 4-56: FEM Modell und FEM Resultat, Detail F-21 unten Ergebnis: Für den Fassadenbereich ergibt sich ein Wärmedurchgangskoeffizient von 0,221 W/(m 2 K). Der Bereich der Maske besitzt eine Dicke von 60 mm, sodass sich ein U-Wert von 0,599 W/(m 2 K) ergibt. Mit Hilfe der numerischen Berechnung wurde für den Anschlussbereich ein Wert von = 0,175 W/(mK) bestimmt. 151

164 Detail F-23 Bei dem Detail F-23 handelt es sich um den Eckbereich der Sporthalle. Nachfolgend aufgeführte Materialeigenschaften wurden für die numerischen Berechnungen verwendet: Tabelle 4-18: Wärmeleitfähigkeiten der verwendeten Materialien im Detail F-23 in W/(mK) Wärmeleitfähigkeit Material λ [W/(mK)] Quelle Stahl 50 DIN EN ISO WD025 0,025 DIN V WD040 0,040 DIN V Beton 2,5 DIN EN ISO Dichtband 0,05 DIN EN ISO Luft DIN EN ISO Abbildung 4-57: FEM Modell und FEM Resultat, Detail F-23 Ergebnis: Für den Fassadenbereich ergibt sich ein Wärmedurchgangskoeffizient von 0,167 W/(m 2 K). Mit Hilfe der numerischen Berechnung wurde für den Anschlussbereich ein Wert von = 0,165 W/(mK) bestimmt. 152

165 4.3 Tageslichtsimulation Einleitung & Zielsetzung Im Rahmen der wissenschaftlichen Begleitung der Sanierung der Dreifeldsporthalle in Dormagen durch das Institut für Stahlbau an der RWTH Aachen und das Solar Institut Jülich wurde die Tageslichtnutzung in der Sportstätte durch Simulationen mittels geeigneter Programme näher untersucht. Die nachfolgend kurz erläuterten Tageslichtsimulationen verfolgen neben der eigentlichen Zielsetzung einer Ermittlung der zu erwartenden Tageslichtquotienten bzw. des Niveaus der Beleuchtungsstärke bei ausschließlicher Tageslichtnutzung auch den Vergleich der zur Verfügung stehenden Simulationswerkzeuge. Hierzu wurden unterschiedliche Simulationsmodelle generiert, welche Aufschluss über den Einfluss des vorhandenen Hallendeckentragwerks, der Beleuchtungsanlage, der Deckenstrahlplatten und letztlich auch der Trennvorhänge zwischen den Sportfeldern geben sollen. Unterstützend zur Bewertung der Ergebnisse wurde ebenfalls ein alternatives Szenario mit einer größer dimensionierten Gesamt-Oberlichtfläche von 108 m², im Vergleich zu 36 m² im realisierten Konzept, simuliert. Es wurden die Simulationsprogramme DIALux 4.9, ReluxPro 2011 und 3Dsolar mit Rayfront 1.04 eingesetzt. Modellgrundlagen Zur Erzeugung der Simulationsmodelle wurde die Gebäudegeometrie der Dreifeldsporthalle aus den von der Stadt Dormagen zur Verfügung gestellten Gebäudeplänen entnommen. Hierbei wurde eine möglichst detailgetreue und realitätsnahe Abbildung des Hallendeckentragwerks, der Prallwände einschließlich der Tribüne sowie der 18 Oberlichter angestrebt. Zur Ermittlung von Geometrie und Position der Hallen-Strahlungsheizung mit den 12 Deckenstrahlplatten sowie der Beleuchtungsanlage mit 8 Lichtbändern und jeweils 16 Leuchten wurden die Planungsunterlagen der technischen Gebäudeausrüstung herangezogen. Auch die Lüftungsanlage inklusive der Lüftungskanäle und Zuluftdurchlässe wurde basierend auf den Planungsunterlagen in Teilen der Simulation einbezogen. Weitere Parameter, wie die Art der Verglasung oder die Farbgestaltung und der Ausbau des Innenraumes, mussten bei einer Ortsbegehung subjektiv erfasst werden, da keine diesbezüglichen Planungsunterlagen zur Verfügung standen. Aufgrund der künstlichen Beleuchtung und den daraus resultierenden Lichtverhältnissen innerhalb der Halle besteht jedoch eine potentielle Fehlerquelle in der Farbinterpretation der Innenraumgestaltung durch den Beobachter. Hieraus können sich in der Simulation geringfügige Abweichungen zu den realen Beleuchtungsverhältnissen in der Sporthalle ergeben. 153

166 Simulationsmodelle unter DIALux 4.9 Abbildung 4-58: 3D-Simulationsmodell mit geschlossenem Trennvorhang und Grundriss der Dreifeldsporthalle Dormagen unter DIALux 4.9 Trotz der Bemühungen einer realitätsnahen Modellierung des 3D-Simulationsmodells in DIALux 4.9 waren einige Vereinfachungen notwendig, um den Aufwand der Modellerstellung so gering wie möglich zu halten. Dabei wurden die Träger des Hallentragwerks, wie in Abbildung 4-58 zu erkennen, nicht mit dem entsprechenden Trägerprofil sondern vereinfachend als quadratische Festkörper dargestellt. Die Zuschauertribüne auf der Südseite der Sportstätte wurde zwar mit dem Geländer zum Hallenbereich jedoch ohne Bestuhlung und ohne das vorhandene Ballfangnetz abgebildet. Weitere Elemente des vereinfachten 3D-Modells sind die 8 Lichtbänder der Beleuchtungsanlage, 12 Deckenstrahlplatten sowie Kanäle und Luftauslässe der Hallenlüftungsanalage. Überdies enthält das Simulationsmodell Sprossenwänden und Basketballkörben weitere 3D-Objekte. Der Unterschied zwischen den in DIALux erstellten 3D-Modellen besteht in den geöffneten bzw. geschlossenen Trennvorhängen, welche als quadratische Festkörper eingefügt wurden. Zur Einbeziehung der Oberlichtkuppeln in die Simulation wurde, wie in Abbildung 4-59 dargestellt, die Hallendecke um 0,50 m nach oben versetzt und darunter ein Flächengerüst zur Darstellung der Deckendämmung bzw. des Lichtkanals der Lichtkuppeln eingefügt. Dies war erforderlich, da in DIALux keine Lichtkuppeln als eigenständiges Konstruktionselement bzw. Objekt eingefügt werden können, sondern ausschließlich Oberlichter als Flächenelemente verfügbar sind. Auf diese Weise wird ein annähernd realitätsnahes Modell geschaffen, welches bei entsprechender Parameteranpassung Rückschlüsse auf die realistische Tageslichtsituation zulässt. 154

167 Abbildung 4-59: Detailansicht aus den bestehenden Simulationsmodellen unter DIALux zur näherungsweisen Modellierung der in Dormagen eingesetzten Lichtkuppeln Das Resultat der 3D-Modellgenerierung zeigt sich im Vergleich zwischen einer Fotografie der Dreifeld-Sporthalle und der gerenderten Ansicht des Simulationsmodells in Abbildung Wie dem Vergleich zu entnehmen ist, kann die Genauigkeit des 3D-Modells für die Tageslichtsimulation als ausreichend angesehen werden. Abbildung 4-60: Vergleich zwischen Fotografie ( / ca. 09:30 Uhr) und gerenderter Ansicht des 3D-Simulationsmodells unter DIALux 4.9 Simulationsmodelle unter ReluxPro 2011 Die Erstellung der 3D-Modelle der Dreifeldsporthalle Dormagen unter ReluxPro 2011 erfolgte weitestgehend analog zum Vorgehen in DIALux 4.9. Objekte bzw. Elemente wurden dabei mit annähernd identischen Simulationsparametern verwendet. Es bleibt jedoch ein gewisser Unterschied zu DIALux, da in ReluxPro Farben und Materialien mit geringfügig abweichenden Reflexionsgraden interpretiert werden. Ein weiterer Unterschied zu den Modellen unter DIALux ergibt sich aus dem Fehlen der Lüftungskanäle und Sprossenwände, die aufgrund der vorgegebenen Möglichkeiten in ReluxPro 2011 nicht eingefügt werden konnten. Jedoch bleiben Grundelemente, wie die Tribüne, das Hallendeckentragwerk, die Deckenstrahlplatten sowie die Lichtbänder der künstlichen Beleuchtung, auch bei den, in Abbildung 4-61 dargestellten, unterschiedlichen Varianten erhalten. 155

168 Abbildung 4-61: Varianten des 3D-Simulationsmodells der Dreifeldsporthalle Dormagen mit geöffneten und geschlossenen Trennvorhängen unter ReluxPro 2011 Simulationsmodelle unter 3Dsolar / Rayfront 1.04 Die Erzeugung des 3D-Modells für die Simulationsumgebung in Rayfront erfolgte mit dem Programm 3Dsolar 1.2.8, welches eigens zu diesem Zweck entwickelt wurde. Wenngleich die vorhandenen Möglichkeiten dieser frühen Version des CAD-Programmes 3Dsolar auch für die Modellierung komplexer Gebäude ausreichend sind, mussten im Vergleich zu den Modellen unter DIALux und Relux einige Abstriche in Kauf genommen werden. So ist es zum Beispiel nicht möglich extern erstellte 3D-Objekte in 3Dsolar zu importieren, wodurch einige Details der Dreifeldsporthalle, wie das Geländer der Tribüne oder die Basketballkörbe, aufgrund eines sonst ungerechtfertigt hohen Aufwandes, nicht berücksichtigt werden konnten. Darüber hinaus musste auch auf die Einbeziehung der Lüftungskanäle verzichtet werden. Dennoch wurden die wesentlichen Elemente, wie Tribüne, Hallentragwerk, Deckenstrahlplatten und Beleuchtungsanlage, in das Simulationsmodell integriert. Die, in Abbildung 4-62 dargestellten, Drahtgitter-Ansichten geben einen begrenzten Überblick zum erstellten Simulationsmodell. Ebenso wie für die vorangegangenen Modelle in DIALux und Relux wurden auch in 3Dsolar zwei Varianten mit geöffneten und geschlossenen Trennvorhängen erzeugt. Abbildung 4-62: Drahtgitter-Ansichten des 3D-Modells in 3Dsolar Simulationsergebnisse aus DIALux 4.9 Unter DIALux 4.9 ist zur Durchführung einer Tageslichtsimulation in Verbindung mit der Berechnung des Tageslichtquotienten ausschließlich das Himmelsmodell eines bedeckten, diffus strahlenden Himmels ohne direktes Sonnenlicht als Berechnungsoption verfügbar. Die Tageslichtsimulation für die Modellvarianten der Dreifeldhalle wurden für drei unterschiedliche Termine ( / / ) jeweils um 12:00 Uhr Ortszeit Dormagen 156

169 (Längengrad: 6,83 / Breitengrad: 51,08 ) durchgeführt. Dieser Ansatz wurde gewählt, da sich abhängig vom gewählten Termin und der Außenbeleuchtungsstärke entsprechend des Tageslichtquotienten auch die Beleuchtungsstärke in der Halle verändert. Die Simulationsergebnisse für die Modellvariante mit einer Oberlichtfläche von 36 m² und geöffneten Trennvorhängen weisen in einer Berechnungsfläche in Höhe von 0,85 m über dem Hallenboden einen mittleren Tageslichtquotienten von 0,49 % aus. Das in der Simulation ermittelte Maximum des Tageslichtquotienten liegt bei 0,84 % und das Minimum bei 0,12 %. Das Raster der Berechnungsfläche umfasst 64 x 64 Elemente. Die horizontale Beleuchtungsstärke in 0,85 m Höhe über dem Hallenboden beträgt im Sommer im Mittel 88 lx ( / 12:00 Uhr), wobei diese in den Wintermonaten auf ein Niveau von bis zu 29 lx sinkt. Die nachfolgende 3D-Darstellung in Abbildung 4-63 gibt die Simulationsergebnisse für den um 12:00 Uhr grafisch wieder. Hierbei wird die Verteilung der Beleuchtungsstärke in Falschfarben dargestellt, deren Auflösung sich nach der ebenfalls abgebildeten Legende richtet. Gut zu erkennen ist das Maximum der Beleuchtungsstärke in den Zentren der jeweiligen Felder der Sporthalle. Abbildung 4-63: 3D-Falschfarbendarstellung der Tageslichtverteilung für die Simulationsvariante 1 in DIALux 4.9 ( / 12:00 Uhr Ortszeit) Eine weitere Möglichkeit der Darstellung und Auswertung der Simulationsergebnisse ergibt sich durch die Betrachtung des Tageslichtquotienten als Verteilung über eine oder mehrere Achsen im Raum, wie dies in Abbildung 4-64 beispielhaft getan wurde. Hierdurch lässt sich anhand von Zahlenwerten nachvollziehen, an welchen Stellen innerhalb der Sporthalle ein Maximum oder ein Minimum der Tageslichtversorgung vorherrscht. Wie der Darstellung zu entnehmen ist, treten die Maxima des Tageslichtquotienten vornehmlich in den Zentren der Sportfelder auf, wobei der Tageslichtquotient in Richtung der Innenwände stetig abnimmt und letztlich ein Minimum erreicht. 157

170 Abbildung 4-64: Verteilung des Tageslichtquotienten entlang von 4 Achsen innerhalb der Dreifeldsporthalle Dormagen für die Simulationsvariante mit geöffneten Trennvorhängen Der Vergleich der Simulationsergebnisse von Variante 1 mit einem großflächigen Gesamtfeld und Variante 2 mit geschlossenen Trennvorhängen zeigt bei einer gleichbleibenden Oberlichtfläche von 36 m² sowie einer identischen Berechnungsfläche eine nur geringe Abnahme des mittleren Tageslichtquotienten. Dieser erreicht in Variante 2, gemittelt über die gesamte Berechnungsfläche, 0,46 %. Während sich das Minimum des Tageslichtquotienten in Variante 2 auf einen Wert von 0,09 % reduziert, kann demgegenüber jedoch keine Veränderung beim Maximalwert festgestellt werden. Die horizontale Beleuchtungsstärke in den einzelnen Spielfeldern beträgt im Mittel in den Sommermonaten 83 lx und verringert sich in den Wintermonaten auf ca. 27 lx. Die dreidimensionale Falschfarbendarstellung in Abbildung 4-65 veranschaulicht die berechnete Verteilung der Beleuchtungsstärke in der Sporthalle Dormagen für den Termin des um 12:00 Uhr Ortszeit. Unter Beachtung der Farblegende tritt die zuvor festgestellte Verteilung mit dem Maximum der Beleuchtungsstärke bzw. des Tageslichtquotienten im Zentrum der Felder und dem Minimum an den Feldrändern hervor. Abbildung 4-65: 3D-Falschfarbendarstellung der Beleuchtungsstärkeverteilung für die Simulationsvariante 2 in DIALux 4.9 ( um 12:00 Uhr Ortszeit) 158

171 Die Auswertung von Abbildung 4-66 mit der Verteilung des Tageslichtquotienten entlang von vier Achsen innerhalb der Sporthalle zeigt einen annähernd identischen Verlauf wie im Fall der ersten Simulationsvariante unter DIALux. Das Maximum des Tageslichtquotienten ist wieder im Zentrum der jeweiligen Sportfelder festzustellen. Anhand der Verteilung entlang der Achse A-B ist darüber hinaus zu erkennen, dass die Tageslichtversorgung bei Betrachtung der Halle im Ganzen merklich abgeschwächt wird. Abbildung 4-66: Verteilung des Tageslichtquotienten entlang von 4 Achsen innerhalb der Dreifeldsporthalle Dormagen und mit geöffneten Trennvorhängen Simulationsergebnisse aus ReluxPro 2011 Der Berechnungsmanager unter ReluxPro 2011 bietet neben zahlreichen Einstellungen auch die Möglichkeit zur Auswahl unterschiedlicher Himmelsmodelle, wie dem eines bedeckten oder klaren Himmels nach CIE. Des Weiteren kann zwischen mehreren Optionen mit einem ausschließlichen Direktanteil oder unterschiedlichen Indirektanteilen gewählt werden. Im vorliegenden Fall wurde zur Berechnung der Tageslichtquotienten die Berechnungsoption eines bedeckten Himmels mit einem hohen Indirektanteil genutzt. Um eine möglichst hohe Vergleichbarkeit zwischen den genutzten Simulationswerkzeugen zu erreichen, wurden des Weiteren auch die bisherigen Berechnungstermine ( / / ) mit identischer Ortszeit übernommen. Die unter Verwendung von ReluxPro 2011 gewonnen Tageslicht-Simulationsergebnisse für die Modellvariante mit geöffneten Trennvorhängen und 36 m² Oberlichtfläche bestätigen die bisherigen Ergebnisse aus DIALux. Der ermittelte, mittlere Tageslichtquotient in einer Höhe von 0,85 m über dem Hallenboden beträgt 0,52 %, wobei das Minimum des Tageslichtquotienten 0,15 % und der Maximalwert 0,84 % betragen. Die berechnete mittlere, horizontale Beleuchtungsstärke in der Halle bzw. auf der Berechnungsfläche liegt in einem Bereich von 94 lx im Sommer ( / 12:00 Uhr) und 30 lx im Winter ( / 12:00 Uhr). Ein Grund für die leicht voneinander abweichenden Ergebnisse ist auf die unterschiedlich 159

172 hoch aufgelösten Raster der Berechnungsflächen in DIALux mit 64 x 64 Berechnungspunkten und in ReluxPro mit 15 x 30 Punkten zurückzuführen. Dabei ist jedoch zu berücksichtigen, dass in den jeweiligen Simulationen die Standardeinstellungen gewählt wurden und eine höhere Rasterauflösung der Berechnungsflächen zu Lasten der notwendigen Simulationsdauer geht. Ein Vergleich der Simulationsergebnisse und die Auswertung der dreidimensionalen Falschfarbendarstellung der Beleuchtungsverteilung in Abbildung 5-17 zeigen jedoch, dass auch geringe Auflösungen der Berechnungsflächen plausible Resultate liefern. Das Maximum der Beleuchtungsstärke kann, wie aus Abbildung 4-67 hervorgeht, in den Zentren der Sportfelder beobachtet werden, wobei die Beleuchtungsstärke zu den Wänden hin stark abnimmt. Die ReluxPro-Simulation für die Aufteilung der Sporthalle in drei unabhängige Felder durch das Schließen der Trennvorhänge liefert abermals vergleichbare Ergebnisse zur DIALux- Simulation. Die Simulationsergebnisse zeigen einen mittleren Tageslichtquotienten von 0,49 %. Der minimale Tageslichtquotient sinkt im Vergleich zu Variante 1 auf 0,08 % und der maximale Tageslichtquotient auf 0,81 %. Für den Himmelszustand eines bedeckten Himmels schwankt die mittlere Beleuchtungsstärke zwischen 28 lx am und 90 lx am Legt man Himmelsmodelle mit einem klaren Himmel und entsprechenden Direkt- bzw. Indirektanteilen der Solarstrahlung zugrunde, kann die mittlere Beleuchtungsstärke im Innenraum der Sporthalle auch deutlich höhere Werte annehmen. Durch Auswertung der nachfolgenden Abbildung 4-68 mit der Darstellung der dreidimensionalen Verteilung der Beleuchtungsstärke in Falschfarben für den um 12:00 Uhr Ortszeit finden die bisherigen Erkenntnisse auch in diesem Fall Bestätigung. Infolge der herabgelassenen Trennvorhänge gelangen nur noch wenige Anteile des Tageslichts von den Oberlichtern der angrenzenden Felder in das jeweilige Spielfeld, wodurch die bereits sehr geringe Qualität der Tageslichtversorgung weiter reduziert wird. Das Maximum der Beleuchtungsstärke konzentriert sich weiterhin im Zentrum der einzelnen Sportfelder unterhalb der Oberlichtkuppeln. Abbildung 4-67: 3D-Falschfarbendarstellung der Tageslichtverteilung für die Simulationsvariante 1 in ReluxPro 2011 ( um 12:00 Uhr Ortszeit) 160

173 Abbildung 4-68: 3D-Falschfarbendarstellung der Tageslichtverteilung für die Simulationsvariante 2 in ReluxPro 2011 ( um 12:00 Uhr Ortszeit) Simulationsergebnisse aus Rayfront 1.04 Im Gegensatz zu den Berechnungsoptionen unter DIALux und ReluxPro bietet Rayfront 1.04 in Bezug auf die Auswahl des Himmelsmodells die größten Freiheitsgrade. Für die hier durchgeführte Tageslichtsimulation zur Berechnung des Tageslichtquotienten wurden das Himmelsmodell eines gleichmäßig bewölkten Himmels (uniform cloudy sky) und als Zeitpunkt der Simulation der um 12:00 Uhr Ortszeit verwendet Die Simulationsergebnisse von Variante 1 mit geöffneten Trennvorhängen und für einen gleichmäßig bedeckten Himmel weichen nur unerheblich von den vorherigen Simulationen in DIALux und ReluxPro ab. Während der minimale Tageslichtquotient sowie der maximale Tageslichtquotient mit 0,01 % bzw. 0,75 % im Bereich der bisherigen Ergebnisse liegen, unterschreitet der mittlere Tageslichtquotient mit 0,48 % nur minimal die Erwartungen von ca. 0,50 %. Bei Betrachtung von Abbildung 4-69 mit der Graustufendarstellung (links) bzw. der Farbdarstellung (rechts) für die Verteilung des Tageslichtquotienten zeigt sich ein vergleichbares Bild in Bezug zu den bisherigen Erkenntnissen. Dabei konzentrieren sich die Maximalwerte des Tageslichtquotienten und somit der Versorgung durch Tageslicht auf die Zentren der jeweiligen Spielfelder, während im Bereich der Zwischenwände zum Aufenthaltsund Umkleidetrakt eine deutliche Verringerung der Tageslichtversorgung auftritt. Die Auflösung des Rasters der Berechnungsfläche besitzt 100 x 100 Berechnungspunkten und bietet somit eine angemessene Einstellung für die hierbei bestehende Anforderung an die Genauigkeit der Simulation. 161

174 Abbildung 4-69: Ausdruck des 3Dsolar Plugin 3Dsolar-LuxView (links) und Ausdruck der Ergebnisse mittels Matlab (rechts) mit der Verteilung des Tageslichtquotienten in einer Berechnungsebene in 0,85 m Höhe über dem Hallenboden, für die erste Variante und den um 12:00 Uhr Ortszeit (für die Tribüne wurde keine separate Berechnungsebene zur Ermittlung der Tageslichtquotienten eingefügt) Betrachtet man die Simulationsergebnisse für die zweite Modellvariante mit geschlossenen Trennvorhängen zeigt sich abermals eine zu den vorherigen Berechnungen vergleichbare Tageslichtsituation. Der Minimum- bzw. Maximumwert des Tageslichtquotienten liegt mit 0,01 % bzw. 0,75 % auf dem Niveau der Simulationsergebnisse in DIALux und ReluxPro. Der mittlere Tageslichtquotient wird in Rayfront wie bei den vorhergehenden Simulationsumgebungen mit 0,47 % ebenfalls sehr niedrig eingeschätzt. Auch die Verteilung des Tageslichtquotienten, wie in Abbildung 4-70 dargestellt, entspricht den bereits vorliegenden Ergebnissen. Aufgrund der geschlossenen Trennvorhänge reduziert sich die Höhe des Tageslichtquotienten zwischen den Spielfeldern im Vergleich zur Variante 1 mit geöffneten Vorhängen stärker. Abbildung 4-70: Ausdruck des 3Dsolar Plugin 3Dsolar-LuxView (links) und Ausdruck der Ergebnisse mittels Matlab (rechts)mit der Verteilung des Tageslichtquotienten in einer Berechnungsebene in 0,85 m Höhe über dem Hallenboden, Trennvorhänge geschlossen Vergleichssimulation mit einer Oberlichtfläche von 108 m² Die bisher durchgeführten Simulationen des dreidimensionalen Modells der Sporthalle Dormagen erlauben bereits eine angemessene Einschätzung der vorherrschenden Tageslichtnutzung. Für eine eingehendere Einschätzung zur Tageslichtversorgung der Dreifeldsporthalle wurde ein Referenzszenario mit einer vergrößerten Oberlichtfläche von 108 m² in die Betrachtungen einbezogen. Wie Abbildung 4-71 mit dem Vergleich der Beleuchtungsstärkeverteilung zu entnehmen ist, führt eine Verdreifachung der Oberlichtfläche zu einer gleichermaßen verstärkten Tageslichtversorgung. Erkennbar ist dies an der Beleuchtungsstärkeverteilung in den Zentren der Spielfelder für den 162

175 Simulationszeitpunkt des um 12:00 Uhr Ortszeit, wobei die maximale Beleuchtungsstärke von ca. 100 auf ca. 300 lx steigt. Überdies verbessert sich unter dem Aspekt einer gleichmäßigeren Verteilung der Beleuchtungsstärke infolge der Vergrößerung der Oberlichtfläche auch die Güte der Tageslichtversorgung insgesamt. Der mittlere Tageslichtquotient in einer Ebene 0,85 über dem Hallenboden steigert sich durch die Vergrößerung der Oberlichtfläche von 36 m 2 auf 108 m 2 von 0,49 % auf 1,62 % unter DIALux bzw. von 0,52 % auf 1,77 % unter ReluxPro. Abbildung 4-71: Vergleichende Darstellung der dreidimensionalen Beleuchtungsstärkeverteilung in Falschfarben für Modell 1 mit 36 m² Oberlichtfläche (oben) und 108 m² Oberlichtfläche (unten) und für den Termin des um 12:00 Uhr Ortszeit (Außenbeleuchtungsstärke: lx) Die Tageslichtsimulation der zweiten Referenzvariante erbrachte im Vergleich zur vorherigen Auswertung ein identisches Resultat, wie sich anhand von Abbildung 4-72 nachvollziehen lässt. Auch hierbei bewirkt die Vergrößerung der Oberlichtfläche auf 108 m 2 eine dementsprechend Verbesserung der Tageslichtversorgung mit einem Anstieg des mittleren Tageslichtquotienten von 0,46 % auf 1,53 % (DIALux) bzw. von 0,49 % auf 1,69 % (ReluxPro). Abbildung 4-72: Vergleichende Darstellung der dreidimensionalen Beleuchtungsstärkeverteilung in Falschfarben für Modell 2 mit 36 m² Oberlichtfläche (oben) und 108 m² Oberlichtfläche (unten) und für den Termin des um 12:00 Uhr Ortszeit (Außenbeleuchtungsstärke: lx) 163

176 Bewertung der Tageslichtnutzung anhand von Anforderungen aus der DIN EN und DIN Die Grundlage der Bewertung zur Tageslichtversorgung der Dreifeldsporthalle Dormagen ist unter anderem die DIN EN mit dem Titel: Licht und Beleuchtung Sportstättenbeleuchtung, welche Empfehlungen und Anforderungen an die Beleuchtung von Sportstätten in Form von Innen- und Außenanlagen ausspricht. Intention dieser Norm sind beispielsweise die Gewährleistung einer optimalen Sehleistung bei dementsprechend guten Sehbedingungen sowie die Begrenzung störender Einflüsse. Anforderungen werden hierbei zum Beispiel durch Angabe der horizontalen Beleuchtungsstärke in Abhängigkeit der auszuübenden Sportart und der Beleuchtungsklasse bzw. dem Niveau der Sehaufgabe gestellt. Exemplarische Werte der Norm sind auszugsweise in der nachfolgenden Tabelle 4-19 für den Innenraumbereich und für wenige Sportarten aufgeführt. Tabelle 4-19: Auszüge aus den Anforderungstabellen der DIN EN Sportstättenbeleuchtung für einige ausgewählte Sportarten in Innenanlagen Klassen *) Tischtennis Hockey Fußball Basketball Turnen Volleyball horizontale Beleuchtungsstärke Eav Tennis I II III *) Beleuchtungsklasse I Beleuchtungsklasse II Beleuchtungsklasse III Hochleistungswettkämpfe Wettkämpfe auf einfachem Niveau [lx] einfach Wettkämpfe, allgemeines Training, Schulsport, Freizeitsport Obwohl sich der Anwendungsbereich dieser Europäischen Norm auf die künstliche Beleuchtung von Sportstätten beschränkt, ist der hier gewählte Ansatz in Anbetracht des Ersatzes früherer Ausgaben der DIN bzw. der Teile 1, 2 und 4 sowie als unterstützendes Element zur Einbeziehung der DIN Teil 3 gerechtfertigt. Bestandteil der DIN ist unter anderem die Beleuchtung von Innenanlagen mit Tageslicht, wobei Anforderungen für den Tageslichtquotienten auf einer waagerechten Nutzfläche über dem Hallenboden genannt werden. Dabei wird für den minimalen Tageslichtquotienten D min am ungünstigsten Punkt einer Innenanlage ein Wert von 2 % und für Hallen mit Oberlichtern ein Mittelwert des Tageslichtquotienten von mindestens 4 % verlangt. Angesichts eines, durch die vorangegangenen Simulationen, ermittelten minimalen Tageslichtquotienten von ungefähr 0,12 % bzw. einem mittleren Tageslichtquotienten von ca. 0,50 % ist die Einschätzung zu treffen, dass die Tageslichtversorgung der Dreifeldsporthalle Dormagen unzureichend ist und nicht den normativen Anforderungen genügt. Auf die Einbeziehung von Gleichmäßigkeitsfaktoren nach DIN EN in die Bewertung wird angesichts der bisherigen Ergebnisse verzichtet. Im Rahmen der fortgesetzten Bewertung der Tageslichtversorgung in der Dreifeldsporthalle Dormagen anhand der horizontalen Beleuchtungsstärke müssen die Parameter der Simulation in Form des Modells eines bedeckten Himmels Berücksichtigung finden, da sich die Beleuchtungsstärke im Innenraum abhängig vom Tageslichtquotienten und der Höhe der Außenbeleuchtungsstärke verändert. Eine Berechnung des Tageslichtquotienten und somit die Bewertung der Tageslichtversorgung im Innenraum bei klarem Himmel war aufgrund derzeit noch 164

177 ungenauer Berechnungsmodelle jedoch nicht möglich. Aus diesem Grund wurden in Tabelle 4-20 noch einmal die Simulationsergebnisse aus DIALux und ReluxPro für die Ebene des Hallenbodens bzw. Modellvariante zusammengefasst. Anhand dessen lässt sich erkennen, dass die mittlere horizontale Beleuchtungsstärke EM an Tagen mit bedecktem Himmel ebenfalls nicht den Normvorgaben der DIN EN entspricht. Tabelle 4-20: Simulationsergebnisse aus DIALux und ReluxPro für die Ebene des Hallenbodens in der Modellvariante mit geöffneten Trennvorhängen und für drei charakteristische Termine Termin Programm DIALux ReluxPro DIALux ReluxPro DIALux ReluxPro Horizontalbeleuchtungsstärke im Freien [lx] EM [lx] ,2 Emin [lx] 3, , ,58 6,3 Emax [lx] Die Bewertung der Tageslichtversorgung der Sporthalle Dormagen fällt somit auch im Hinblick auf den Energieverbrauch dieser Sportstätte negativ aus. Denn die jährliche Nutzungsdauer der Halle bei künstlicher Beleuchtung wird in der Praxis auf das verfügbare Tageslicht bzw. die mögliche Tageslichtversorgung bei bedecktem Himmel bezogen. Eine Nutzung der Sporthalle, angefangen von den weniger anspruchsvollen Sehaufgaben des Schulsports oder Trainings bis hin zu Hochleistungswettkämpfen, ist aufgrund der jetzigen Ergebnisse nur bei künstlicher Beleuchtung gegeben. Die genannte Einschätzung wird zudem durch die Betrachtung der nachfolgenden Abbildung 4-73 und dem Vergleich zwischen einer realen Fotografie unter Tageslichtbedingungen, aufgenommen am , und dem gerenderten Abbild des dreidimensionalen Modells untermauert. Wie daran zu erkennen ist, sind bei den gegebenen Sehbedingungen keine hohen Sehleistungen möglich. Abbildung 4-73: Vergleich zwischen einem bei Tageslicht aufgenommenen Foto ( ca.11:00 Ortszeit) (links) und dem dreidimensionalen, gerenderten Modell nach der Simulation unter DIALux ( um 12:00 Ortszeit) (rechts) Vergleich der genutzten Simulationssoftware Der Vergleich zwischen den kostenlos erhältlichen Simulationsprogrammen DIALux 4.9 sowie ReluxPro 2011 und dem von Alware vertriebenen Lizenzsoftware 3Dsolar mit Rayfront 1.04 zeigte eine hohe Übereinstimmung bei den Simulationsergebnissen, wobei nur niedrige Differenzen zwischen den Ergebnissen festgestellt wurden. Eine Ursache für die geringfügigen Unterschiede zwischen den genutzten Simulationsumgebungen ist in geringem Maße durch die differenzierte Interpretation der eingesetzten RAL-Farben zu sehen, wobei in Abhängigkeit des genutzten Simulationsprogrammes voneinander 165

178 verschiedene Reflexionsgrade vorausgesetzt werden. Desweiteren ist davon auszugehen, dass sich die eingesetzten Programme auch hinsichtlich der verwendeten Berechnungsalgorithmen voneinander unterscheiden. Diesbezüglich ist zu berücksichtigen, dass die Software Rayfront 1.04 aus dem Jahr 2003 nicht weiter entwickelt wurde. Wogegen die Programme DIALux 4.9 und ReluxPro 2011 seit der ersten Veröffentlichung bis zum jetzigen Zeitpunkt stetig weiter verändert und optimiert wurden. Diese Einschätzung ist jedoch angesichts der mangelnden Erfahrungswerte mit den genutzten Programmen und bisherigen Vergleichsmöglichkeiten nicht als abschließend zu werten. Zusätzlich zur bisherigen Methodik des Vergleichs zwischen den Simulationsprogrammen anhand der simulierten Ergebnisse in Gestalt von Zahlenwerten wurden in Abbildung 4-74 die zweidimensionalen Falschfarbendarstellungen der Tageslichtquotienten einander vergleichend gegenübergestellt. Die drei Falschfarbendarstellungen wurden jeweils mit den Programmen DIALux, ReluxPro und Rayfront bzw. Matlab erstellt und geben die Simulationsergebnisse für den Termin des um 12:00 Uhr Ortszeit wieder. Die Berechnungsflächen wurden zum Zweck der Vergleichbarkeit in Größe und Höhe der Ebene aneinander angeglichen. Abbildung 4-74: zweidimensionale Falschfarbendarstellung des Tageslichtquotienten aus DIALux (links), ReluxPro (mitte) und Rayfront bzw. Matlab (rechts) für den Simulationstermin des um 12:00 Ortszeit Vorteile der Freeware-Programme sind die einfach und intuitiv zu bedienenden CAD- Werkzeuge zur Erstellung der Simulationsmodelle, wobei für 3D-CAD-Programme typisch zwischen verschiedenen Blickwinkeln und Ansichten gewählt werden kann. Dies ist bei 3Dsolar nur begrenzt möglich. Zudem war in 3Dsolar eine längere Einarbeitungsphase notwendig, um die Eigenschaften des Programms und dessen Möglichkeiten kennenzulernen. Jedoch ist zu sagen, dass die kostenlos erhältlichen Programme im Umfang der virtuell zu modellierenden Gebäude, in Bezug auf deren Komplexität, stark begrenzt und nur einfache Raum- bzw. Gebäudegeometrien umsetzbar sind. Hier bietet 3Dsolar die Möglichkeit komplexe Gebäude zu modellieren und mittels Rayfront zu simulieren. Darüber hinaus besteht in Rayfront 1.04 die Möglichkeit über eine entsprechende Schnittstelle Gebäudemodelle aus CAD-Programmen, wie beispielsweise AutoCAD, zu importieren. Die Einbeziehung von Verschattungsobjekten mittels Modellierung von entsprechenden Außenszenen ist in allen genutzten Simulationsprogrammen möglich. Die Freiheitsgrade des, mittlerweile kostenlos verfügbaren, Simulationsprogrammes Rayfront 1.04 sind im Vergleich zu DIALux oder ReluxPro am größten, wobei DIALux hier am schlechtesten abschneidet und die wenigsten Variationsmöglichkeiten bietet. Hierbei kann in Rayfront zwischen zahlreichen Himmelsmodellen gewählt, und weitere Parameter können variiert werden, was jedoch aufgrund der Vielzahl an Möglichkeiten einige Fehlerquellen in sich birgt. 166

179 In Bezug auf die Auswertung der Simulationsergebnisse ist die Aussage zu treffen, dass die frei erhältlichen Programme zur Licht- und Beleuchtungsplanung die umfangreichsten und am einfachsten zu nutzenden Werkzeuge zur Verfügung stellen. Dabei kann in Dialux und ReluxPro zwischen der Ergebnisausgabe in Form von Tabellen auch zwischen Grafiken mit Isolinien oder Graustufen- bzw. Falschfarbendarstellungen gewählt werden. Desweiteren bieten DIALux und ReluxPro neben frei definierbaren Berechnungsflächen eine standardmäßige Ergebnisausgabe für Wände, Decken und Böden, welche in Rayfront zwar ebenfalls implementiert, jedoch nicht im vergleichbaren Umfang vorhanden sind. Zur angemessenen Darstellung der Ergebnisse werden externe Tools (hier: Matlab) benötigt. Ein weiterer Vorteil der frei verfügbaren Programme ist die kontinuierliche Weiterentwicklung der Software durch die Vertriebsunternehmen, wodurch ein stetiger Optimierungsprozess und die Einbeziehung neuer Erkenntnisse gewährleistet werden. Zwar wird die Entwicklung von 3Dsolar ebenfalls weiter fortgesetzt, jedoch wird für Rayfront kein weiterer Support angeboten. 4.4 dynamische Gebäudesimulation mit Lacasa (MATLAB) Das Bestreben Gebäude unterschiedlicher Typologien und Nutzungsarten energetisch zu bewerten und hinsichtlich einer energieeffizienteren Anlagentechnik Optimierungsvorschläge zu erarbeiten, ist eng mit der Durchführung von dynamischen Gebäudesimulationen verbunden. Für diese zu bearbeitende Aufgabe wurde in diesem Projekt das, am Solar- Institut Jülich entwickelte und als Toolbox auf MATLAB/Simulink basierende, Simulationsmodell Lacasa genutzt. Lacasa funktioniert dabei als eigenständiges Simulationswerkzeug mit einer Kopplung von Gebäude- und Anlagensimulation unter Einbeziehung regelungstechnischer Elemente. Die Bestandteile des Programmes bieten diesbezüglich für die Bearbeitung thermischer Gebäudesimulationsmodelle bereits umfangreiche Bibliotheken für Gebäudebauteile sowie Materialien und darüber hinaus auch für Komponenten der Heizungs-, Lüftungs- und Klimatechnik (HLK-Technik). Darüber hinaus beinhaltet Lacasa Reglerbausteine zur Abbildung komplexer Systeme und diverse Bausteine für verschiedene Last- oder Nutzerprofile. Weitere Vorteile der Lacasa-Toolbox sind die Transparenz der Modelle und die sich daraus ergebende Erweiterbarkeit mit der Option neue Funktionen in das Programm zu integrieren Mathematische Grundlagen Ein wesentliches Element der thermischen Gebäudesimulation von hohen Räumen und Hallen ist die Einbeziehung der Thermik bzw. der Temperaturschichtung im Innenraum, die abhängig von Gebäudeparametern unter anderem auch vom Nutzungsprofil mit inneren Wärmelasten, von Art und Betrieb der HLK- bzw. Gebäudetechnik sowie von äußeren Umweltbedingungen beeinflusst wird. Da die Abbildung einer Temperaturschichtung vor der Bearbeitung des Projektes nicht Bestandteil der Lacasa-Toolbox war, musste das Simulationswerkzeug zu diesem Zweck erweitert werden. Im Rahmen dieser Programmerweiterung mussten neue Funktionen zur Berechnung des langwelligen Strahlungsaustausches zwischen den raumbegrenzenden Innenflächen, der Verteilung der kurzwelligen Solarstrahlung im Innenraum und des natürlichen oder erzwungenen, konvektiven Wärmeaustausches zwischen Luftschichten in Lacasa integriert werden. Die Berechnung des Austausches langwelliger Strahlung und der Verteilung kurzwelliger 167

180 Strahlung basiert in der modifizierten Version von Lacasa primär auf der Ermittlung von Sichtfaktoren, die rein von der Geometrie des betrachteten Raumes bzw. der untersuchten Halle abhängig sind. Mathematische Grundlagen zur Berechnung der Sichtfaktoren zwischen den Innenflächen eines Raumes Die Berechnung des Austausches von Wärmestrahlung zwischen den Innenflächen eines Raumes bedingt neben der Kenntnis über die jeweiligen Temperaturen und den Strahlungseigenschaften die vorherige Ermittlung der Sichtfaktoren zwischen den Flächen. Der Sichtfaktor, auch als Einstrahlzahl, Formfaktor oder Winkelverhältnis bezeichnet, ist eine rein geometrische Größe, die sich aus der Lage und der Orientierung der Innenraumflächen errechnet und eine Aussage über den Anteil der von einer Fläche ausgehenden und auf einer anderen Fläche einfallenden Strahlung ermöglicht (siehe Abbildung 4-75). Abbildung 4-75: Beschreibung des Sichtfaktors anhand der zur Berechnung notwendigen geometrischen Größen Sind die benötigten Flächenparameter bekannt, erfordert die genaue Berechnung der Sichtfaktoren die Lösung eines komplexen Doppelintegrals nach Gleichung (4-8) und (4-9), wobei für jedes Flächenpaar zwei Mehrfachintegrale über eine analytische Lösung zu berechnen sind. ( ) ( ) (4-8) ( ) ( ) (4-9) Die Auflösung dieser Integrale mit Hilfe der analytischen Mathematik ist jedoch sehr kompliziert und erfordert somit auch einen hohen Rechenaufwand, was in Anbetracht der schon beträchtlichen Systemanforderungen durch eine dynamisch, thermische Gebäudesimulation zusätzliche Mehrkosten verursachen und eine deutliche Verlängerung der benötigten Rechenzeit bedeuten würde. Eine darauf aufbauende Umsetzung in Lacasa war damit nicht möglich, wenngleich für geometrisch einfache Standard-Konstellationen mit Rechteckflächen bereits Lösungen vorhanden sind. Da sich die Verhältnisse in Räumen mit 168

181 variabel orientierten Flächen unterschiedlicher Form jedoch nicht gänzlich auf einfache Flächengefüge, wie gleich große, parallele Flächen oder senkrecht zueinander stehende Flächen mit gleicher Seitenlänge, reduzieren lassen, musste eine Alternative in Form einer numerischen Lösung verwendet werden. Der Sichtfaktor zwischen zwei Flächen 1 und 2 errechnet sich hierbei nach Gleichung (4-10). ( ( ) ( ) ) (4-10) Dieser Lösungsansatz wurde bereits im Forschungskomplex Effizienter Umweltenergieeinsatz bei Wohnbauten und dem darin von Prof. Dr.-Ing. habil. Bernd Glück bearbeiteten Thema Dynamisches Raummodell zur wärmetechnischen und wärmephysiologischen Bewertung genutzt [Glü_2004]. Wie von Prof. Glück in seinem Bericht zur Erstellung eines dynamischen Raummodells ausführlich dargelegt und bewiesen wurde, liefert die numerische Lösung des Doppelintegrals zur Berechnung von Sichtfaktoren unter Verwendung einer angemessenen Elementaufteilung hinreichend genaue Ergebnisse. Das von Prof. Dr.-Ing. habil. Bernd Glück beschriebene numerische Lösungsverfahren wurde aufgrund der erreichbaren Rechengenauigkeit bei gleichzeitig vertretbaren Rechenzeiten in modifizierter Form für die Programmerweiterung der Lacasa-Toolbox genutzt, wobei eine Berücksichtigung von Objekten bzw. Hindernissen zwischen dem Strahlungsaustausch zweier raumbegrenzender Flächen vernachlässigt wurde. Da die Lacasa-Toolbox durch seine Programmstruktur bereits zahlreiche Bauteilparameter zur Verfügung stellt, wurden dem Nutzer durch die Funktionsweiterung nur in geringfügigem Maße zusätzliche Eingaben abverlangt, was es erlaubte den Nutzerkomfort von Lacasa beizubehalten. Unter der Voraussetzung eines festgelegten dreidimensionalen Koordinatensystems mit festem Bezugspunkt werden in Lacasa aus den verfügbaren geometrischen Bauteilparametern die zur Beschreibung einer ebenen Fläche in einem dreidimensionalen Raum notwendigen Flächenvektoren ermittelt. Auf dieser Datengrundlage und mittels Diskretisierung der Innenraumflächen in i x j Elemente endlicher Größe (siehe Abbildung 4-75) werden anschließend unter Verwendung der, mit Gleichung (4-10) beschrieben, numerischen Lösung die Sichtfaktoren berechnet. Um den hierbei notwendigen Berechnungsaufwand weiter zu reduzieren wird unter Anwendung der in Gleichung (4-11) beschriebenen Reziprozitätsbeziehung der Sichtfaktoren lediglich einer von zwei Sichtfaktoren je Flächenpaar berechnet. (4-11) Die zur Umsetzung der numerischen Lösung notwendige Unterteilung der Flächen in endlich große Elemente bedingt Fehler und somit Abweichungen zur analytischen Lösung des Doppelintegrals, die sich nur durch eine feinere Auflösung der Flächenelemente und unter Inkaufnahme einer beträchtlichen Erhöhung der Rechenzeit minimieren lassen. Zur Korrektur der numerischen Abweichung nach Gleichung (4-12) wird die Summationsregel entsprechend Gleichung (4-13) angewendet. Dabei wird zur Bildung eines Korrekturfaktors ausgenutzt, dass die Summe aller Sichtfaktoren einer Fläche in der Summe eins ergeben muss. Bedingung zur Anwendung der Summationsregel ist, wie bei den Innenflächen eines 169

182 EnPROGRES Abschlussbericht Raumes oder einer Halle, dass alle am Strahlungsaustausch teilnehmenden Flächen einen geschlossenen Hohlraum bilden. [ ( ) ] (4-12) (4-13) Mathematische Grundlagen zur Berechnung des langwelligen Strahlungsaustausches Der Austausch von Wärmestrahlung bzw. langwelliger elektromagnetischer Strahlung zwischen den Innenflächen eines Raumes wird in der Programmerweiterung der Lacasa- Toolbox mit Hilfe der vereinfachten Bruttomethode abgebildet. Die als Gasstrahlung bezeichnete Absorption und Emission von Wärmestrahlung durch Gase (selektive Strahler) sowie der Einfluss von Staub werden dabei vernachlässigt, da dieses beim Strahlungsaustausch in geschlossenen Räumen von geringer Bedeutung ist. Des Weiteren wurde auf die Nutzung der Nettomethode zur Modellierung des Wärmestrahlungsaustausches verzichtet, welche aufgrund der benötigten Reihenentwicklung zur Beschreibung des Strahlenganges und der diesbezüglichen Erfassung von Emission, Absorption und Reflexion durch die beteiligten Oberflächen einen hohen Rechenaufwand bedingt. Durch die Anwendung der vereinfachten Bruttomethode wurde zudem das, ansonsten zwangsläufig zu lösende, Gleichungssystem umgangen, was eine weitere Reduzierung der Rechenzeit bei akzeptabler Rechengenauigkeit begünstigte. Hierbei wird zunächst die, von Strahlungseigenschaften und Oberflächentemperatur abhängige, Eigenemission bzw. die Gesamtstrahlungsenergie je Flächeneinheit aller Raumoberflächen nach Gleichung (4-14) berechnet. (4-14) Anschließend erfolgt die Berechnung einer mittleren Flächenhelligkeit nach Gleichung (4-15), welche eine Zusammenfassung der Gesamtenergieströme darstellt, wodurch eine zusätzliche Betrachtung von Emission und Reflexion entfällt. ( ) ( ) (4-15) Die von einer Oberfläche im geschlossenen Raum emittierte Wärmestromdichte wird nach Ermittlung der Eigenemission und mittleren Flächenhelligkeit unter Verwendung der zuvor berechneten Sichtfaktoren gemäß Gleichung (4-16) bestimmt, wobei die absorbierte Wärmestrahlung bereits berücksichtigt wird. ( ( ( ) )) (4-16) 170

183 Mathematische Grundlagen zur Berechnung der Verteilung kurzwelliger Solarstrahlung in Innenräumen Die thermische Gebäudesimulation in Lacasa umfasst neben der Modellierung von Absorption und Reflexion der solaren Globalstrahlung durch opake Bauelemente auch die Abbildung der Transmission durch Fenster, wobei im Ergebnis zwischen direkten und diffusen Anteilen der solaren Wärmestrahlung unterschieden wird. Der ursprüngliche Funktionsumfang von Lacasa erlaubte ebenso bereits die Einbeziehung der Verteilung kurzwelliger Solarstrahlung auf die Innenflächen eines geschlossenen Raumes, jedoch war diese Funktion nicht für die Anwendung in dem Mehrschichtmodell eines Raumes geeignet. Mit der Möglichkeit zur Berechnung der Sichtfaktoren aller Innenflächen im Rahmen der Simulation eines hohen Raumes mit mehreren Luftschichten konnte letztlich auch eine Berechnungsfunktion zur Verteilung solarer Wärmestrahlung mit einer Unterscheidung nach direkten und diffusen Anteilen umgesetzt werden. Die Berechnung der Strahlungsverteilung erfolgt dabei unter der Voraussetzung von begrenzten Modellvorstellungen und durch die Bildung entsprechender Faktoren, welche auch als solar fraction bezeichnet und für jede Oberfläche im Innenraum ermittelt werden. Abbildung 4-76: Modellierung der Verteilung kurzwelliger direkter (links) und diffuser (rechts) Solarstrahlung auf den inneren Oberflächen eines Raumes Eines der hierzu genutzten Modelle basiert auf der vereinfachenden Annahme, dass die, durch Fenster in einen Raum einfallende, solare Direktstrahlung immer zuerst auf die Oberfläche des Fußbodens trifft und dort zu einem gewissen Grad absorbiert wird. Die Höhe des vom Boden absorbierten Anteils der kurzwelligen solaren Direktstrahlung beim ersten Auftreffen wird nach Gleichung (4-17) durch den Absorptionsgrad des Bodens bestimmt, wobei der erste Parameter zur Berechnung des solar fraction -Faktors für die übrigen Innenflächen gleich Null gesetzt wird. ( ) ( ) (4-17) Wie aus Abbildung 4-76 ersichtlich, sieht das Berechnungsmodell weiterhin eine diffuse Reflektion der durch Absorption verminderten solaren Direktstrahlung vom Boden zu den übrigen Innenflächen vor. Gemäß Gleichung (4-18) ist die Höhe der dabei reflektierten und jeweils von den anderen Innenflächen absorbierten kurzwelligen Wärmestrahlung vom Sichtfaktor zwischen dem Boden und den Raumoberflächen sowie von den jeweiligen Oberflächeneigenschaften abhängig. Dabei wird angenommen, dass durch eventuell vorhandene Fenster ein gewisser Anteil der reflektierten Wärmestrahlung wieder an die 171

184 Umgebung abgegeben wird. Der Transmissionskoeffizient wird dementsprechend für opake Bauteile gleich Null gesetzt. ( ) ( ) ( ) ( ) (4-18) Das verwendete Berechnungsmodell für die Verteilung der solaren Direktstrahlung geht von der Annahme aus, dass die kurzwellige Wärmestrahlung vor der endgültigen Absorption im Innenraum mindestens drei Mal durch die Oberflächen reflektiert und absorbiert wird. Diesem Lösungsansatz entsprechend, gibt der dritte Parameter die Verhältnisse nach erfolgter zweiter Reflektion und der darauf folgenden Absorption der solaren Direktstrahlung durch die Innenflächen wieder. Die Absorption des direkten Anteils der kurzwelligen Solarstrahlung beim dritten Auftreffen auf die Innenflächen wird nach Gleichung (4-19) berechnet. ( ) ( ) (4-19) Der letzte Parameter zur Berechnung des solar fraction -Faktors beschreibt die Verteilung der, nach mehrfacher Reflexion und Absorption verbliebenen, Anteile der solaren Direktstrahlung und wird mittels Gleichung (4-20) bestimmt. ( ) ( ) (4-20) Der Faktor zur Berechnung der Verteilung des Direktanteils kurzwelliger solarer Wärmestrahlung über alle Innenflächen eines geschlossenen Raumes wird über die Bildung der Summe aus den zuvor berechneten Parametern in Gleichung (4-21) ermittelt. (4-21) Eine in Lacasa integrierte Kontrollfunktion zur Überprüfung des nach Gleichung (4-21) berechneten solar fraction -Faktors nutzt den Energieerhaltungssatz. Dem entsprechend muss die Summe der solar fraction über alle Innenflächen eins ergeben. ( ) (4-22) Das Simulationsmodell in Lacasa zur Modellierung der Verteilung von diffusen Anteilen der kurzwelligen solaren Einstrahlung orientiert sich in grundlegenden Zügen an der vorherigen Modellvorstellung. Da die diffusen Strahlungsanteile im Gegensatz zur Direktstrahlung nach erfolgter Transmission durch das Fensterglas nicht gerichtet sind, wurde in einem ersten Ansatz eine mulitdirektionale Strahlungsverteilung vorausgesetzt. Hierbei werden zunächst die von einem oder mehreren Fenstern diffus emittierten und von den Rauminnenflächen absorbierten Anteile der kurzwelligen Solarstrahlung entsprechend Gleichung (4-23) berechnet. 172

185 ( ) (4-23) Der Anteil der absorbierten kurzwelligen, diffusen Solarstrahlung nach der ersten Reflektion wird mittels Gleichung (4-24) ermittelt. [( ) ] ( ) (4-24) Dem bisherigen Schema folgend, sieht das Simulationsmodell eine weitere Verteilung der kurzwelligen Solarstrahlung durch erneute Reflektion an den Oberflächen des Innenraumes vor. Der Anteil der dabei von den Oberflächen absorbierten diffusen Strahlung nach der zweiten Reflektion wird gemäß Gleichung (4-25) berechnet. ( ) ( ) ( ) (4-25) Die Verteilung des verbliebenen noch nicht absorbierten Anteils der diffusen Solarstrahlung auf die inneren Oberflächen eines Raumes wird mittels Gleichung (4-26) beschrieben. ( ) ( ) (4-26) Der solar fraction -Faktor zur Berechnung der Verteilung der diffusen, kurzwelligen Solarstrahlung in einemgeschlossenen Raum errechnet sich gemäß Gleichung (4-27) aus der Summe der einzelnen Parameter zur Beschreibung der Strahlungsabsorption durch die Oberflächen nach mehreren Reflexionen. (4-27) Auch in diesem Fall ist zur Überprüfung der Berechnungen eine Kontrollfunktion unter Nutzung der durch Gleichung (4-28) vorgegebenen Summationsregel in das Simulationsmodell der Lacasa-Toolbox integriert. ( ) (4-28) mathematische Grundlagen zum konvektiven Wärmetransport zwischen Luftschichten Das im Zuge der Programmerweiterung in Lacasa zusätzlich eingebundene Mehrschichtmodell zur Abbildung hoher Räume oder Hallen durch eine thermische Gebäudesimulation beinhaltet neben dem Austausch langwelliger Wärmestrahlung und der Verteilung kurzwelliger Solarstrahlung im Innenraum unabhängig von der jeweiligen Luftschicht auch eine vereinfachte Modellierung der Wärmeströme zwischen horizontal geschichteten Raumluftschichten. Der zu untersuchende Raum wird dabei in mehrere Zonen 173

186 unterteilt, welche jeweils eine Raumluftschicht repräsentiert. Im Modell wird den einzelnen Zonen eine über das gesamte Zonenvolumen homogene, operative Zonentemperatur zugewiesen, die sich aus der konvektiven Lufttemperatur und der, von den Rauminnenflächen abhängigen, Strahlungs- bzw. Flächentemperatur zusammensetzt. Des Weiteren berücksichtigt die Modellierung des Mehrzonen-Raummodels die Wärmeübertragung zwischen angrenzenden Luftschichten durch Wärmeleitung sowie durch freie oder erzwungene Konvektion. Eine exakte Berechnung der diesbezüglichen Wärmeströme ist im Umfang der Lacasa-Toolbox jedoch nicht enthalten, da die Berechnung von Parametern wie Wärmeübergangskoeffizienten im Allgemeinen nur durch aufwendige Strömungssimulationsmodelle und hier nicht ohne einen unzweckmäßig hohen Rechenaufwand möglich ist. Bezüglich der Wärmeleitung können die Dicke der wärmeübertragenden Grenzschicht oder im Fall des konvektiven Wärmeüberganges die Wärmeübergangskoeffizienten daher nur näherungsweise abgeschätzt werden. Weitere Effekte in Form von konvektiven Auf- oder Abtriebsströmungen, wie sie beispielsweise bei der Lufterwärmung oder abkühlung an warmen oder kalten Wänden auftreten, werden nicht berücksichtigt. Entsprechend der genannten Modellannahmen wird der Wärmeübergang zwischen zwei Luftschichten unter der Voraussetzung eines negativen Temperaturgradienten als Wärmeleitung über die gesamte nach Gleichung (4-29) berechnet. Die Dicke der wärmeübertragenden Grenzschicht zwischen zwei Luftschichten wird in Abhängigkeit der jeweiligen Höhen der Raumzonen abgeschätzt. ( ) (4-29) Die Berechnung der freien Konvektion als Auftriebs- bzw. Wärmeströmung, hervorgerufen von Dichteunterschieden infolge einer Temperaturdifferenz zwischen zwei Luftschichten und durch Gleichung (4-30) beschrieben, kommt nur bei einem positiven Temperaturgradienten zur Anwendung ( ) (4-30) Weitere, zur Berechnung der konvektiven Wärmeströmung notwendige Parameter, wie die Grashof-Zahl oder der Wärmeübergangskoeffizient, werden gemäß den nachfolgend aufgeführten Gleichung (4-31) bis (4-34) berechnet. Die hierbei verwendeten Stoffwerte feuchter Luft werden durch einen entsprechenden Algorithmus und unter Annahme eines Zweistoffgemisches aus trockener Luft und Wasserdampf ermittelt [Glü_1991]. Wenngleich der freie konvektive Wärmeübergang zwischen den abzubildenden Luftschichten in hohen Räumen bzw. Hallen zu einem Großteil durch eine laminare Konvektion beschrieben werden kann, muss in Bezug auf die vorhandenen Außen- oder Innenwandflächen auch der Einfluss durch eine turbulente Wärmeübertragung einbezogen werden. Da eine genaue Erfassung der, den Wärmübergang beeinflussenden, Faktoren im Rahmen einer dynamischen Gebäudesimulation mittels Lacasa jedoch nicht umsetzbar ist, muss der Wärmeübergangskoeffizient zwischen zwei Luftschichten unter Verwendung von Gleichung (4-34) abgeschätzt werden. 174

187 ( ) (4-31) ( ) (4-32) ( ) (4-33) (4-34) Wärmeströme in Form erzwungener Konvektion hervorgerufen durch vertikale Luftströmung infolge des Betriebes von Lüftungsanlagen werden nach Gleichung (4-35) berechnet. Die Modellierung der diesbezüglichen Wärmeströmung berücksichtigt jedoch ausschließlich den Luftmassenstrom, der aus der Position der Zuluftauslässe und Ablufteinlässe sowie unter Beachtung der Massenstrombilanz in den jeweiligen Raumluftschichten resultiert. Erzwungene Luftmassenströme die durch Infiltration bzw. Fugenlüftung oder freie Lüftung entstehen sind nicht Bestandteil der Berechnungen in Lacasa. ( ) (4-35) Ergebnisse der dynamischen Gebäudesimulation Die wesentlichen Ziele der dynamischen Gebäudesimulationen in Lacasa waren die Bewertung der Sanierungsvariante für die Dreifeldsporthalle in Dormagen und in Ergänzung zu den Ergebnissen des Monitoring (siehe Kapitel 4.5.2) die Suche nach Optimierungspotentialen anhand der Betrachtung von unterschiedlichen Simulationsvariationen (z.b. Gebäudebauteile, Anlagentechnik, Nutzungsprofile). Ein weiterer Aspekt der durchgeführten Gebäudesimulationen bestand zudem in der energetischen Bewertung des in der Dormagener Dreifeldsporthalle realisierten Lüftungskonzepts der Hallenüberströmung durch die modellgestützte Abbildung des Sporthallengebäudes inklusive aller Nebenräume sowie der wesentlichen Energieflüsse. Dabei war zu untersuchen, welchen energetischen Vorteil die Hallenluftüberströmung gegenüber einer separaten Luftversorgung bietet. Die energetische Bewertung stützt sich hierbei aber nicht allein auf das numerische Simulationsmodell sondern auch auf die in Kapitel durchgeführten Berechnungen. Des Weiteren lag das Bestreben in einer erweiterten Betrachtung der Hallentemperaturschichtung unter Verwendung eines geeigneten numerischen Simulationsmodells. In Bezug auf die erwartete Lufttemperaturschichtung in der Dreifeldsporthalle wurde auch der Transmissionswärmebedarf über die Dachfläche unter Berücksichtigung verschiedener Modellansätze betrachtet. Hier war zu analysieren, welcher Fehler sich bezüglich der Berechnung der Transmissionswärmeverluste ergibt, wenn die Temperaturschichtung nicht mit einbezogen wird. Die somit erzielten Ergebnisse der dynamischen Gebäudesimulationen sollten darüber hinaus in Kombination mit den Erkenntnissen aus der energetischen Gebäudebewertung nach DIN in der Erarbeitung von Ergänzungsvorschlägen zur aktuellen DIN Verwendung finden. Zudem wurde anhand der Simulationsergebnisse eine Bewertung zur Überhitzung der Sporthalle in Dormagen durchgeführt und untersucht, 175

188 wie sich die Größe der Dachoberlichtfläche auf den Heizwärmebedarf sowie auf die sommerliche Behaglichkeit auswirkt. Aufgrund des im damaligen Gebäudebestand bereits bestehenden und auch in der letztlich umgesetzten Sanierungsvariante weiterhin verwendeten Fernwärmeanschlusses wurde der Einsatz alternativer Wärmeerzeugungstechnologien lediglich in Randbetrachtungen untersucht. Hierzu zählte beispielsweise die Variante fassadenintegrierter Luftkollektoren zur solaren Erwärmung der Zuluft. Diese Sanierungsvariante wurde nach Auswertung der diesbezüglichen Gebäude- und Anlagensimulation jedoch wieder verworfen, da die zusätzlichen Investitionskosten der solarthermischen Lufterwärmung im Kontext zu den begrenzten Wärmeerzeugungskapazitäten in der Heizperiode und der bereits verfügbaren Fernwärmeversorgung keine wirtschaftlichen Erfolgsaussichten erlauben. Überdies wurde durch die projektierten Lüftungsgeräte mit regenerativer Wärmerückgewinnung bereits ein energieeffizientes System ausgewählt, welches auch unter Berücksichtigung der lokalen Randbedingungen am Standort der Sporthalle in Dormagen eine optimale Systemlösung darstellt Bewertung des Lüftungskonzepts der Hallenüberströmung anhand der Ergebnisse des 6-Zonen-Simulationsmodells Die Grundlage des dynamischen Gebäudemodells in Lacasa zur Abbildung der Hallenüberströmung bildet eine Vereinfachung der für die DIN Berechnungen in Kapitel verwendeten Zonierung. Wegen nur begrenzt verfügbarer Rechenkapazitäten und sich daraus ergebenden Einschränkungen hinsichtlich der Komplexität sowie des Umfangs des Simulationsmodells mussten jedoch die Umkleide- und Waschräume in einer Zone zusammengefasst werden. Wenngleich sich beide Zonen in der Solltemperatur um 2 K unterschieden (Umkleide T Soll = 20 C, Waschen T Soll = 22 C), war eine rechnerische Zusammenfassung zu einer Zone gerechtfertigt, da sowohl die Heizungs- als auch die Raumlufttechnik identisch sind. Das abschließend genutzte Gebäudemodell umfasste somit 6 Gebäudezonen (Sporthalle mit Geräteräumen, Aufenthalts-, Umkleide- und Waschräume, Verkehrsflächen, Mensatrakt, Kraftsportraum). Die wesentlichen Parameter und Randbedingungen der dynamischen Gebäude- und Anlagensimulation bzw. der zwei betrachteten Variationen sind im Anhang des vollständigen Abschlussberichts umfassend dokumentiert. Der Unterschied zwischen den Variationen bezieht sich aber allein auf eine Veränderung der Solltemperatur in der virtuellen Zone der Sporthalle (Variante 1: T Soll = 20 C, Variante 2: T Soll = 18 C). Des Weiteren ist bei der Auswertung der Simulationsergebnisse zu berücksichtigen, dass zum Zeitpunkt der Modellerstellung zum jetzigen Ausführungsstand abweichende Planungs- bzw. Betriebsparameter als Datengrundlage dienten. So wurde dem damaligen Kenntnistand entsprechend ein tagsüber durchgängiger Betrieb der Lüftungsanlage von 05:00 bis 22:00 Uhr vorausgesetzt. Die Höhe des dabei vorgegebenen Zuluftvolumenstroms mit ca m³/h orientierte sich am zu Grunde gelegten Nutzerprofil mit 45 Sportlern, den Vorgaben der DIN konform. Überdies wurde die Solltemperatur für die Zone der kombinierten Umkleide- und Waschräume mit 24 C angenommen. Die Auswertung der Simulationsergebnisse aus den Variationen 1 und 2 des 6-Zonen- Modells der Sporthalle anhand von Abbildung 4-77 und Abbildung 4-78 zeigt, dass aufgrund des Einsatzes der Wärmerückgewinnung und der hohen Ablufttemperaturen aus den 176

189 Nebenräumen (Umkleide- und Waschräume) ein theoretisches Einsparpotential von ca. 90 % der Nutzwärme zur Erwärmung des Außenluftvolumenstroms besteht. Voraussetzung für die Erschließung dieses Potentials sind jedoch ein bedarfsgerecht regelndes sowie optimal arbeitendes Gebäudeautomationssystem, ein konstant hoher Wärmerückgewinnungsgrad und hohe Raumtemperaturen in den Nebenräumen. Weiterhin konnte durch die Simulation eine beträchtliche Energieeinsparung bei der Zulufterwärmung der Sporthalle durch die Verringerung der Raumsoll- bzw. Zulufttemperaturen nachgewiesen werden. Die Nutzwärmeeinsparung betrug bei einer Senkung der Zulufttemperatur von 20 auf 18 C ca. 70 %. Der diesbezügliche Vergleich des Nutzwärmebedarfs des Nachheizregisters für die Sporthallenlüftung zeigte eine Reduktion von kwh/a in Variation 1 auf kwh/a in Variation 2. Durch die Nutzung der Hallenabluft zur Versorgung der Nebenräume im Rahmen des Hallenüberströmkonzepts besteht ein dementsprechend enger Zusammenhang zwischen den Raumlufttemperaturen in der Halle und dem Wärmebedarf der Raumlufttechnik der Nebenräume. Der angesprochenen Kausalität folgend stieg der Nutzwärmebedarf zur Erwärmung der Hallenabluft auf das Zulufttemperaturniveau der Nebenräume in Variation 2 um ca. 25 % im Vergleich zu Variation 1. Abbildung 4-77: Nutzwärmebedarf der Raumlufttechnik (links) und Nutzwärme aus der Wärmerückgewinnung (rechts) für den Zeitraum eines Jahres, basierend auf den Ergebnissen des 6- Zonen-Simulationsmodells in Variation 1 Abbildung 4-78: Nutzwärmebedarf der Raumlufttechnik (links) und Nutzwärme aus der Wärmerückgewinnung (rechts) für den Zeitraum eines Jahres, basierend auf den Ergebnissen des 6- Zonen-Simulationsmodells in Variation 2 Die Analyse der Simulationsergebnisse aus Variation 1 in Abbildung 4-77 und aus Variation 2 in Abbildung 4-78 bestätigt die vorhergehenden Aussagen, denn durch Verringerung der Sporthallen- Solltemperatur für Heizung und Lüftungstechnik in Variation 2 reduzierte sich dementsprechend auch der Nutzwärmebedarf des Nachheizregisters in der Hallenlüftungsanlage zur Erwärmung der dem Sporthallentrakt zugeführten Frischluft. Die aus der Wärmerückgewinnung bezogene Nutzenergie veränderte sich hingegen nicht, da das Raumtemperaturniveau der Nebenräume unverändert bleibt und der Anteil der Abluft 177

190 aus den Nebenräumen am Gesamt-Abluftvolumenstrom deutlich überwiegt. Weiterhin ist zu erkennen, dass sich infolge der verringerten Sollraumtemperatur in der Sporthalle von 20 auf 18 C (Variation 1 Variation 2) der Nutzwärmebedarf zur Erwärmung der Hallenabluft auf das Sollraumtemperaturniveau der Nebenräume erhöht. Der Nutzwärmebedarf der Nebenraumlüftung stieg dadurch von kwh/a in Variation 1 auf kwh/a in Variation 2. Da die Randbedingungen bezüglich des Kraftsportraumes in Variation 2 nicht verändert wurden, war hier keine Veränderung im Nutzwärmebedarf der Raumlufttechnik festzustellen. Die Auswertung des simulierten Gesamtwärmebedarfs der Raumlufttechnik von Sporthalle und darin einbezogen der Nebenräume in Variation 1 von kwh/a und in Variation 2 von kwh/a, zeigt eine Reduktion des Nutzwärmebedarfs in Höhe von 881 kwh/a durch die Reduzierung der Hallentemperatur. Durch die dynamische Gebäude- und Anlagensimulation mittels des 6-Zonen-Modells in Lacasa wurden wertvolle Anhaltspunkte für die Betriebsoptimierung der Gebäudetechnik während des Monitoring der Dreifeldsporthalle Dormagen gewonnen. Dies betraf zum Beispiel die Auswirkungen einer Verringerung des geförderten Volumenstroms oder des Sollwertes der Hallentemperatur auf den Energiebedarf der Raumlufttechnik in der Sporthalle. Aufgrund des fehlenden Detailgrades des Gebäudemodells im Hinblick auf die Zusammenlegung von Umkleide- und Waschräumen war eine umfangreiche energetische Bewertung des komplexen Lüftungskonzepts der Hallenüberströmung mit dem bestehenden Simulationsmodell aber nur in einem eingeschränkten Maßstab umsetzbar. Wenngleich die gestaffelte Erwärmung der Hallenabluft bzw. Nebenraumzuluft mit zonenabhängigem Volumenstrom und Zulufttemperatur (siehe Abbildung 4-39 in Abschnitt 4.2.4) des realen Gebäudes somit nicht abzubilden war, sind die erzielten Simulationsergebnisse dennoch ausreichend um die prinzipiellen Vorteile der Hallenluftüberströmung gegenüber einer separaten Luftversorgung darzustellen. Zu diesem Zweck wurden die Simulationsergebnisse des 6-Zonen-Gebäudemodells unter Lacasa (Variation 2) mit den Berechnungsergebnissen des Referenzmodells (Variante (b) aus Kapitel 4.2.4) verglichen. Hier zeigt sich, dass das Simulationsmodell der Hallenüberströmung (6-Zonen-Modell) unter vergleichbaren Randbedingungen mit kwh/a einen geringeren jährlichen Nutzwärmebedarf ausgibt als dies bei der Bedarfsberechnung für eine separaten Luftversorgung (Referenzmodell (b)) mit einem Jahresenergiebedarf in Höhe von kwh/a der Fall ist. Die Gegenüberstellung der monatlichen Nutzwärmebedarfswerte in Tabelle 4-21 veranschaulicht den energetischen Vorteil der Hallenüberströmung (6-Zonen-Modell) gegenüber einer jeweils separaten Lüftungstechnik zur Versorgung der verschiedenen Gebäudezonen (Referenzmodell). 178

191 Tabelle 4-21: Tabellarische Gegenüberstellung des mittels dem 6-Zonen-Modell simulierten und mittels Referenzmodell berechneten monatlichen Nutzwärmebedarfs für die Nachheizregister der raumlufttechnischen Anlagen in der Dreifeldsporthalle Dormagen Monat Referenzmodell Variante (b) (Excel) in kwh 6-Zonen-Modell Variation 2 (Lacasa) in kwh Januar Februar März April Mai Juni Juli August September Oktober November Dezember Gesamt Untersuchung des Einflusses der Dachoberlichtfläche auf die sommerliche Behaglichkeit In Zusammenhang mit der unter Kapitel 4.3 beschriebenen Tageslichtsimulation und der dort untersuchten Tageslichtversorgung der Sporthalle wurde mittels einer zusätzlich dynamischen Gebäudesimulation auch der Einfluss der Dachoberlichtfläche auf die sommerliche Behaglichkeit analysiert. Hierzu wurde ein 1-Zonen-Modell der Sporthalle unter Lacasa (Referenzmodell) in zwei Variationen mit einer Dachoberlichtfläche von 36 m² (Referenzmodell Variation 3) und 108 m² (Referenzmodell Variation 4) simuliert. Die Randbedingungen und Parameter der simulierten Modellvariationen sowie die Simulationsergebnisse werden jeweils im Anhang des ausführlichen Abschlussberichts erörtert, weshalb im Folgenden auf eine detaillierte Beschreibung der Variationen verzichtet wird. Das den Variationen zugrunde liegende Modell der dynamischen Gebäudesimulation unter Lacasa bildet die Dreifeldsporthalle ohne Nebenräume vereinfachend als eine Gebäudezone und ohne Einbeziehung einer Lufttemperaturschichtung ab. Dieser Kompromiss war notwendig, da die unter Abschnitt beschriebene Erweiterung der Matlab-Toolbox Lacasa zum Zeitpunkt der hier zu diskutierenden Analyse noch nicht abgeschlossen war. Zudem konnte im weiteren Verlauf des Vorhabens wegen des benötigten zeitlichen Aufwands keine erneute numerische Simulation zur Bewertung des Einflusses der Dachoberlichtfläche auf die sommerliche Behaglichkeit unter Verwendung der erweiterten Lacasa-Version durchgeführt werden. Die Verwendung eines 1-Zonen-Modells zum Erreichen der hier angestrebten Zielstellung erscheint angesichts der Berechnungsansätze in der DIN V und anderen Normen sowie zahlreichen anderen Softwaretools, die ebenfalls auf vereinfachten Gebäudemodellen und der Annahme einer gleichmäßigen Temperaturschichtung basieren, als gerechtfertigt. Des Weiteren werden Innenwände zwischen dem Sporthallentrakt und den angrenzenden Nebenräumen durch virtuelle Bauteile abgebildet, denen eine konstante Temperatur in Höhe der jeweiligen Sollraumtemperatur der 179

192 Nebenräume aufgeprägt wird, um den Wärmeaustausch zwischen den Zonen einbeziehen zu können. Betrachtet man zunächst die Ergebnisse der vorherigen Tageslichtsimulation (siehe Kapitel 4.3 oder Tabelle 4-22), ist als Schlussfolgerung festzuhalten, dass eine Verdreifachung der Dachoberlichtfläche von 36 m² (Zustand nach erfolgter Sanierung) auf 108 m² (Referenzszenario) zu einer vergleichbaren Erhöhung der Tageslichtversorgung im Innenraum der Sporthalle führt. Durch die verbesserte Tagelichtversorgung mit einem Tageslichtquotienten von 1,7 % in der Variante mit 108 m² Oberlichtfläche reduziert sich der Energiebedarf für die Sporthallenbeleuchtung im Vergleich zum sanierten Zustand mit einer Oberlichtfläche von insgesamt 36 m² und einem daraus resultierenden mittleren Tageslichtquotienten von 0,51 % deutlich. Diesbezüglich Bezug nehmend auf die hier verwendeten Simulationsergebnisse, verringerte sich die jährliche Energieaufnahme der Sporthallenbeleuchtung von kwh/a in Variation 3 auf kwh/a in Variation 4. Dabei ist anzumerken, dass für die Beleuchtungsanlage der Sporthalle im 1-Zonen- Gebäudemodell (sowohl für Variation 3 als auch 4) eine Leistung von 10 kw vorausgesetzt wurde, entsprechend einer nach Maßgabe der DIN EN angenommenen Beleuchtungsstärkeanforderung von 300 lx im Aufenthaltsbereich der Sporthalle. Des Weiteren wird die Sporthallenbeleuchtung im Simulationsmodell nach einem festgelegten Zeitschema von 08:00 bis 22:00 Uhr betrieben und überdies auch tageslichtabhängig geregelt. Die tageslichtabhängige Regelung der Beleuchtungsanlage schaltet diese bei Überschreiten einer Grenze für die Beleuchtungsstärke von 300 lx im Innenraum der Sporthalle ab und bei unterschreiten dieser Grenze wieder ein. Tabelle 4-22: tabellarischer Vergleich zwischen den Simulationsvarianten der Dreifeldsporthalle mit 36 m² und 108 m² Oberlichtfläche anhand charakteristischer Simulationsergebnisse Dreifeldsporthalle Dormagen Variation der Oberlichtfläche Mittlerer Tageslichtquotient (0,85 m über Hallenboden) Transmissionswärmeverlust über das Dach (davon Dachoberlichter) solare Wärmegewinne im Innenraum Elektrische Energie für die Hallenbeleuchtung (entspricht dem Wärmeeintrag in die Sporthalle) Nutzwärmebedarf Deckenstrahlplatten (Hallenheizung) Mittlere Hallentemperatur (während der Betriebsdauer zwischen 08:00-22:00 Uhr) 36 m² Oberlichtfläche 108 m² Oberlichtfläche 0,51 % 1,70 % kwh/a kwh/a (6.500 kwh/a) ( kwh/a) kwh/a kwh/a kwh/a kwh/a kwh/a kwh/a Juni: 21,6 C Juni: 23,7 C Juli: 22,2 C Juli: 25,0 C August: 22,4 C August: 24,0 C Da über die vergrößerte Dachoberlichtfläche mehr Tageslicht in das Gebäude einfällt, verstärken sich auch die solaren Wärmegewinne im Innenraum, was durch die dynamische Gebäudesimulation bestätigt wurde. Während die Simulation von Variation 3 des 1-Zonen- Modells einen jährlichen solaren Wärmegewinn im Innenraum, infolge der über die 180

193 Oberlichter und Südfenster einfallenden kurzwelligen Solarstrahlung, von kwh/a ergab, resultierte aus der Simulation von Variation 4 mit einer vergrößerten Oberlichtfläche ein solarer Wärmegewinn in Höhe von kwh/a. Ein gesteigerter Wärmeeintrag in das Hallengebäude während der Sommermonate bewirkt im Umkehrschluss aber auch höhere Raumtemperaturen in der Dreifeldsporthalle, was sich anhand der mittleren Hallentemperaturen für die Monate Juni bis August in Tabelle 4-22 und durch die nachfolgenden Abbildung 4-79 sowie Abbildung 4-80 belegen lässt. Wie den Angaben der mittleren Hallentemperaturen in Tabelle 4-22 zu entnehmen ist, liegen die mittleren Hallentemperaturen aus Simulationsvariante 4 in den hier betrachteten drei Sommermonaten ca. 2 C über den mittleren sommerlichen Hallentemperaturen aus Variation 3. Dies stellt bereits ein Indiz für eine Verringerung der sommerlichen, thermischen Behaglichkeit dar, die sich infolge einer vergrößerten Dachoberlichtfläche einstellt. Abbildung 4-79:Darstellung der stündlichen Mittelwerte der simulierten, operativen Hallentemperatur für eine Oberlichtfläche von 36 m² und eine tägliche Dauer von 08:00 bis 22:00 Uhr in Abhängigkeit des gleitenden Mittelwertes der Außentemperatur [DIN EN 15251] in den Monaten Juni bis August Abbildung 4-80: Darstellung der stündlichen Mittelwerte der simulierten, operativen Hallentemperatur für eine Oberlichtfläche von 108 m² und eine tägliche Dauer von 08:00 bis 22:00 Uhr in Abhängigkeit des gleitenden Mittelwertes der Außentemperatur [DIN EN 15251] in den Monaten Juni bis August 181

194 Die Auswertung von Abbildung 4-79 mit der Darstellung der in Variation 4 simulierten, operativen Hallentemperaturen, aufgetragen über dem gleitenden Mittelwert der Außentemperatur, für die Monate Juni bis August und in einem Betriebszeitraum von jeweils 08:00 bis 22:00 Uhr veranschaulicht ein Aufheizen der Sporthalle auf bis zu 26,5 C. Die Hallentemperaturen bewegen sich dabei zu einem Großteil in einem Temperaturbereich zwischen 19 und 25 C, wobei zu berücksichtigen ist, dass eine Nachtlüftung durch das Öffnen von Fenstern bzw. Türen und Oberlichtern oder durch den nächtlichen Betrieb der Raumlufttechnik nicht in die Simulationen einbezogen wurde. Vergleicht man diese Ergebnisse mit den Resultaten von Variation 4 in Abbildung 4-80, so wird offensichtlich, dass sich die Überhitzungsproblematik der Sporthalle durch eine Vergrößerung der Dachoberlichtfläche von 36 auf 108 m² verschärft. Denn die simulierten, operativen Hallentemperaturen verlaufen in Variation 4 hauptsächlich in einem Temperaturbereich von 19 bis 27 C und erreichen im Maximum bis zu 32,5 C. An zahlreichen Tagen im Sommer ist ein dauerhaftes Überschreiten von 29 C zu erkennen. Die hieraus zu ziehende Schlussfolgerung lautet, dass die thermische Behaglichkeit von Hallen im Sommer durch eine starke Vergrößerung der Dachoberlichtfläche ohne Anpassung der Oberlichteigenschaften nachhaltig negativ beeinflusst wird. Darüber hinaus ist der Auswertung der Simulationsergebnisse von Variation 3 und 4 in Tabelle 4-22 eine Erhöhung der Transmissionswärmeverluste über die Dachfläche (inklusive Dachoberlichter) infolge einer Vergrößerung der Dachoberlichtfläche zu entnehmen. Der Transmissionswärmeverlust über das Dach der Dreifeldsporthalle mit 36 m² Dachoberlichtfläche wurde in Variation 3 des 1-Zonen-Modells mit einem Wert von kwh/a bestimmt. Demgegenüber erreichte der Transmissionswärmeverlust über das Hallendach mit einer Dachoberlichtfläche von 108 m² in Variation 4 einen Wert von kwh/a. Hieraus wird ersichtlich, dass der Wärmeschutz des Gebäude mit einer Vergrößerung der Oberlichtfläche geschwächt wird, wodurch ein gesteigerter Heizwärmebedarf in der Heizperiode entsteht, der durch den erhöhten solaren Wärmeeintrag in das Gebäude nicht kompensiert werden kann. Diesbezüglich ist den Simulationsergebnissen eine Steigerung des Nutzwärmebedarfs der Deckenstrahlplatten (stat. Sporthallenheizung) von kwh/a in Variation 3 und kwh/a in Variation 4 zu entnehmen. Die abschließende Bewertung der Simulationsergebnisse und die sich daraus ergebenden Schlussfolgerungen zum Einfluss der Dachoberlichtfläche auf die sommerliche Behaglichkeit und den Energieverbrauch in der Dreifeldsporthalle Dormagen zeigen die Vielschichtigkeit dieser Problematik auf. Zum einen kann durch eine Vergrößerung der Dachoberlichtfläche eine signifikant verbesserte Tageslichtversorgung und damit ein hohes Energieeinsparpotential bei der Hallenbeleuchtung erschlossen werden, wodurch sich auch infolge des Tageslichteinflusses das visuelle Empfinden des Menschen verbessert. Andererseits verschlechtert sich die sommerliche, thermische Behaglichkeit in der Halle durch eine Vergrößerung der Dachoberlichtfläche deutlich, da aus dem damit verbunden gesteigerten solaren Wärmeeintrag höhere operative Hallentemperaturen resultieren. Zudem bewirkt eine vergrößerte Fläche mit zumeist wärmedämmtechnisch ungünstigen Oberlichtern eine Schwächung des Wärmedämmstandards des Daches bzw. der Gebäudehülle und somit einen höheren Transmissionswärmeverlust, welcher sich in einem gesteigerten Heizwärmebedarf der Halle wiederspiegelt. 182

195 Es zeigt sich, dass eine vergrößerte Oberlichtfläche ohne Anpassung der im Projekt eingesetzten Glasparameter (U = 2,65 W/(m²K), g = 0,77, vis = 0,57) nicht zu empfehlen ist. Doch bei horizontalen Verglasungen ist es stets empfehlenswert, Sonnenschutzgläser einzusetzen (g < 0,4, vis > 0,6). So kann die Einsparung bei der Beleuchtung erhalten bleiben, während die sommerlichen Wärmegewinne auf die Hälfte reduziert werden. Auch ein verbesserter U-Wert ist in jedem Fall zu empfehlen. Eine Reduktion auf U = 1,3 W/(m²K) könnte bei der großen Oberlichtfläche bereits zu einer Einsparung in Höhe von ca kwh/a führen und würde auch zur Verbesserung des sommerlichen Überhitzungsschutzes beitragen. Eine spezifische Empfehlung für Hallengebäude das energetische Optimum der Oberlichtfläche betreffend kann an dieser Stelle somit nicht eindeutig formuliert werden. Denn die Frage einer optimalen Dachoberlichtfläche für ein bestimmtes Hallengebäude kann nur durch die Parameteridentifikation im Rahmen einer aufwändigen kombinierten Tageslicht- und dynamischen Gebäude- und Anlagensimulation unter Einbeziehung individueller Gebäudeeigenschaften hinsichtlich des Baukörpers oder der Gebäudetechnik, wie beispielsweise der wirksamen Wärmespeicherfähigkeit oder der Möglichkeit einer Nachtlüftung, geklärt werden. Zudem müssen im Rahmen einer Erörterung dieser Fragestellung stets wirtschaftliche Aspekte Berücksichtigung finden, da je nach Energieart (z.b. elektrische Energie für die Hallenbeleuchtung, Gas/Öl/Strom/Fernwärme für die Gebäudebeheizung) und energetischer Effizienz der eingesetzten Gebäudetechnik unterschiedliche Energiebezugskosten und für eventuelle Bau- oder Sanierungsmaßnahmen (z.b. Oberlichter mit hohem Wärmeschutz und Sonnenschutzfunktion) weitere Investitionskosten entstehen. Dieses war im Fall der Dreifeldsporthalle in Dormagen im Zuge dieses Vorhabens nicht zu realisieren Überprüfung der simulierten Hallentemperaturschichtung Wie einleitend zu diesem Kapitel genannt, bestand ein Anliegen in der Erstellung eines dynamischen Gebäude- und Anlagensimulationsmodells in der möglichst realitätsnahen Abbildung der Dreifachsporthalle in Dormagen, was unter anderem die Modellierung der Hallentemperaturschichtung umfasste. Dies war für mehrere Fragestellungen, wie der Bewertung der Überhitzungsproblematik und der Behaglichkeit im Aufenthaltsbereich der Dreifeldsporthalle sowie für die Betrachtung der Transmissionswärmeverluste über die Dachfläche oder über die Dachoberlichter, von großer Bedeutung. Die Abbildung des Hallentemperaturprofils wurde im Rahmen der dynamischen Gebäudesimulation durch die Modellierung von vier, miteinander gekoppelten, Luftschichten bzw. thermischen Raumknoten umgesetzt. Eine hinreichend genaue Validierung dieses mehrschichtigen Gebäudemodells war jedoch aufgrund der begrenzten Laufzeit des Monitoring und den kurzen Zeitfenstern zur Durchführung von Referenztemperaturmessungen sowie im Umfang eingeschränkter Wetterdaten aus Dormagen zur Nutzung im Rahmen der Simulationen nicht realisierbar. Ungeachtet dessen erfolgte eine eingeschränkte Kontrolle des virtuellen Gebäudemodells zur Abbildung der Hallentemperaturschichtung durch den Vergleich mit den am und , mittels Infrarot-Thermografie eines Trennvorhanges und Raumlufttemperaturmessung in unterschiedlichen Raumhöhen, durchgeführten Referenzmessungen. Da sich zu den genannten Terminen im Sommer, bis auf den 183

196 ausführenden Mitarbeiter des SIJ, keine Personen in der Halle aufhielten und zudem kein Heizungs- oder Lüftungssystem aktiv war, musste eine dementsprechend parametrierte Variation des Gebäudemodells simuliert werden. Diesbezüglich ist den inhaltlichen Ausführungen hinzuzufügen, dass die Beleuchtungsanlage an den genannten Terminen der Messungen durchgängig und in Wettkampfschaltung in Betrieb gewesen ist. Die Randbedingungen und Parameter der Simulationsvariation wurden daraufhin der Dokumentation im Anhang des ausführlichen Abschlussberichts entsprechend konfiguriert, wobei im betrachteten Fall abgesehen von der Beleuchtungsanlage jegliche Heizungs- oder Lüftungsfunktion deaktiviert und keine Belegung im Nutzungsprofil vorgesehen wurden. Da in der Simulationsumgebung von Matlab/Lacasa der Standardwetterdatensatz für Würzburg (Referenzklima Deutschland) genutzt wurde, mussten für die Überprüfung der simulierten Hallentemperaturen anhand der Referenzmessungen zunächst geeignete Tage mit annähernd vergleichbaren Witterungsverhältnissen identifiziert werden. Problematisch war hierbei der Umstand, dass für den Standort Dormagen zwar Außentemperaturdaten jedoch keine Solarstrahlungsdaten zur Verfügung standen. Des Weiteren ist im Rahmen des Vergleichs zu beachten, dass auch die Wetterbedingungen der vorangegangenen Tage, trotz der geringen Speichermasse der Sporthalle, einen begrenzten Einfluss auf die Ausbildung der Raumtemperaturen und der Temperaturschichtung ausüben. Nach sorgfältiger Auswertung wurden aus den Ergebnissen der dynamischen Gebäude- und Anlagensimulation letztlich der sowie der ausgewählt, da Verlauf und Höhe der simulierten Außentemperaturen dieser fiktiven Tage eine ausreichende Übereinstimmung mit den Außentemperaturen der Termine für die Referenzmessungen aufwiesen. Abbildung 4-81: Vergleich der Oberflächentemperaturmessung des Trennvorhanges (links oben) sowie der Raumlufttemperaturmessung (rechts oben) vom mit den Simulationsergebnissen für den (basierend auf Standard-Wetterdatensatz Würzburg) (unten) Der Vergleich zwischen den Referenztemperaturmessungen vom und der Simulationsergebnisse für den in Abbildung 4-81 zeigt eine nur geringe Abweichung 184

197 der simulierten, operativen Hallentemperaturen von den Temperaturmessungen im Aufenthaltsbereich der Sporthalle und bis ca. 4,5 m Hallenhöhe. Den dargestellten Temperaturverläufen ist ein erkennbarer, wenn auch geringer Temperaturgradient zwischen den unteren Luftschichten zu entnehmen. Die simulierte Hallentemperatur in einer Hallenhöhe von 6,3 m lässt hingegen eine deutlich vom erwarteten Temperaturgradienten abweichende Temperaturdifferenz zur darunter liegenden Luftschicht erkennen. Die Differenz der Hallentemperatursimulation zur Messung beträgt im dargestellten Zeitraum bis zu ca. 2 K, wobei die Temperaturabweichung des Modells im unteren Hallenabschnitt bei etwa 1 K liegt. Das Absinken der mittels Infrarot-Thermografie messtechnisch erfassten Oberflächentemperaturen auf dem Trennvorhang zwischen 10:00 und 11:00 Uhr ist auf ein Mess-Artefakt zurückzuführen, wobei ein Zusammenhang mit dem Betrieb der Lüftungsanlage ausgeschlossen werden kann, da die Lüftungsanlage der Sporthalle entsprechend der Zeitschaltung erst gegen 12:00 Uhr automatisch abgeschaltet wurde. Abbildung 4-82: Vergleich der Oberflächentemperaturmessung des Trennvorhanges (links oben) sowie der Raumlufttemperaturmessung (rechts oben) vom mit den Simulationsergebnissen für den (basierend auf Standard-Wetterdatensatz Würzburg) (unten) Durch das genutzte Verfahren der Infrarot-Oberflächentemperaturmessung des Trennvorhanges und eingeschränkten Optionen zur Aufstellung der Temperatursensoren konnte das Hallentemperaturprofil am lediglich bis in eine Höhe von ca. 6 m messtechnisch untersucht werden. Eine Überprüfung der simulierten Hallentemperatur in 8,4 m Höhe war somit nicht möglich. Diese erreichte gegen Ende des betrachteten Zeitraumes von ca. 10:00 bis 15:30 Uhr einen Wert von ca. 27,5 C, was sich in der Simulation auf die aktive Beleuchtungsanlage mit 20kW Leistung und einer solaren Einstrahlung (global, horizontal) mit einem mittleren Wert von ca. 300 W/m² zurückführen lässt. Bei der Bewertung der Simulationsergebnisse in Abbildung 4-81 ist zu auch berücksichtigen, dass sich die Verläufe von simulierter und gemessener Außenlufttemperatur insbesondere zu Beginn des messtechnisch erfassten Zeitraumes deutlich voneinander unterscheiden. Die gemessene Außentemperatur lag dabei zu Beginn mit ca. 12 C etwa 6,5 K unterhalb der Außentemperatur der Simulation und stieg erst mit aufklarendem Wetter 185

198 gegen Mittag deutlich an. Überdies ist infolge der starken Bewölkung mit zeitweisem Niederschlag am Vormittag des von einer niedrigen Solarstrahlung auszugehen, was sich jedoch messtechnisch nicht nachträglich belegen lässt. Betrachtet man abschließend zur Simulation der Hallentemperaturschichtung den Vergleich zwischen den Simulationsergebnissen für den fiktiven Tag des und den Referenzmessungen des in Abbildung 4-82 können zur vorherigen Auswertung vergleichbare Schlussfolgerungen gezogen werden. Auch in diesem Fall liegen die simulierten Hallentemperaturen ca. 2 K über den gemessen Hallentemperaturen, wobei der Verlauf der messtechnisch erfassten Außentemperatur ebenfalls unterhalb der simulierten Außentemperaturen liegt. Die Temperaturgradienten des Hallentemperaturprofils im Simulationsmodell weisen anders als im zuvor diskutierten Vergleich auch in einer Höhe von 6,3 m eine hohe Übereinstimmung zu den Messwerten aus. Die simulierte Temperatur der Luftschicht unterhalb des Daches erreicht zum Ende des betrachteten Zeitraumes von ca. 10:15 bis 16:00 Uhr einen Wert von 32 C. Analysiert man diesbezüglich die Momentaufnahmen der Infrarot-Thermografie im Innenraum der Dreifeldsporthalle vom und in Abbildung 4-83 zeigt sich, dass die Dachinnenoberfläche um bis zu ca. 2 K wärmer ist als die Oberflächentemperatur im oberen Abschnitt des Trennvorhanges, was die bisherigen Schlussfolgerungen untermauert. Abbildung 4-83: Infrarot-Thermografieaufnahmen im Innenraum der Dreifeldsporthalle Dormagen vom um 15:30 Uhr (links) und vom um 15:55 Uhr (rechts) Werden die unterschiedlichen Randbedingungen hinsichtlich der Wetterbedingungen (Außentemperatur, solare Einstrahlung) zwischen dem dynamischen Simulationsmodell und den Referenzmessungen in den eingeschränkten Vergleich zur Bewertung der Simulationsgenauigkeit einbezogen, so entsprechen die Simulationsergebnisse den Erwartungen an ein nicht abschließend validiertes Modell. Unter Berücksichtigung der stets höheren Außentemperaturen der zum Vergleich herangezogenen Zeiträume aus dem Simulationsmodell wurde in Bezug auf den Unterschied zwischen simulierten und gemessenen Hallentemperaturen eine Abweichung von unter 5 % ermittelt. Durch die bereits genannten Voraussetzungen der Referenzmessungen bzw. der verwendeten Temperaturmesstechniken konnte die Genauigkeit des Simulationsmodells bezüglich der Abbildung der obersten Luftschicht unterhalb der Hallendecke nicht bewertet werden, so dass hier eine Fehlerbetrachtung unmöglich ist. Eine Verwendung des dynamischen Gebäude- und Anlagenmodells zwecks Abbildung der Hallentemperaturen und Bewertung der Energieströme für Heizung und Raumlufttechnik ist jedoch als gerechtfertigt anzusehen. 186

199 Bewertung der Überhitzungsproblematik und der thermischen Behaglichkeit im Aufenthaltsbereich der Dreifeldsporthalle Ergänzend zur Bewertung der Raumtemperaturen von Sporthalle und Nebenräumen unter Kapitel erfolgt an dieser Stelle eine nähere Betrachtung der thermischen Behaglichkeit sowie der Überhitzungsproblematik anhand von Messwerten und Ergebnissen der dynamischen Gebäude- und Anlagensimulation. Grundlage der dabei durchgeführten Untersuchung bildet die Auswertung der messtechnisch erfassten Hallenablufttemperatur für die repräsentativen Sommermonate von Juni bis August 2011 sowie Juni bis August Darüber hinaus wird auch die Heizperiode von Dezember 2011 bis Februar 2012 in die diesbezüglichen Betrachtungen einbezogen. Wie bereits in Kapitel angesprochen, ergaben sich hinsichtlich der Verwertbarkeit der genutzten Messdaten prinzipielle Bedenken, da die Hallenablufttemperatur nur zu den Betriebszeiten der Lüftungsanlage genau erfasst wird. Jedoch befindet sich der Kanal zur Ansaugung der Hallenabluft in einem an die Dreifeldsporthalle angrenzenden Geräteraum. Bedingt durch die hohe thermische Kopplung zur Sporthalle und dem geringen Flächenanteil an Außenluft- oder Erdreichberührenden Bauteilen des Geräteraumes sowie der Qualität der Hüllflächen relativieren sich die Vorbehalte, die erfasste Hallenablufttemperatur könnte weit unterhalb der eigentlichen Innenraumtemperatur der Sporthalle liegen. Bei den nachfolgenden Schlussfolgerungen bleibt überdies der Umstand zu berücksichtigen, dass es sich bei den Messwerten nicht um operative Raumtemperaturen handelt, die gemeinhin als Bewertungskriterium für thermische Behaglichkeit Anwendung finden. Zwar sind in der Sporthalle Dormagen für jedes der drei Spielfelder separate Raumtemperaturfühler installiert und zwecks Regelung des Hallenheizungssystems auf die Gebäudeleittechnik aufgeschaltet, doch wurden die Temperaturmessdaten nicht im Rahmen der Trenddatenerfassung aufgezeichnet, so dass keine Messdaten der Innenraumtemperaturen in der Sporthalle vorliegen. Die Beurteilung der thermischen Behaglichkeit in Innenräumen ist von zahlreichen unterschiedlichen Faktoren abhängig. Hierzu zählt neben dem Zustand der Raumluft hinsichtlich Temperatur, relativer Luftfeuchte und Luftgeschwindigkeit auch die Strahlungstemperatur der raumumschließenden Flächen. Einen nicht unwesentlichen Faktor stellt hierbei aber der Mensch selbst dar. Denn inwiefern Menschen in einer Sport- bzw. Turnhalle Wohlbehagen empfinden, richtet sich maßgeblich nach dem Niveau der Aktivitäten, der Art der Bekleidung sowie der Dauer des Aufenthaltes. Üblicherweise ist die Nutzung von Turnhallen durch einen hohen Aktivitätsgrad der Sportler, die zumeist leichte Bekleidung tragen und sich für mehrere Stunden in der Halle aufhalten, geprägt. Um eine hohe thermische Behaglichkeit in Sporthallen zu gewährleisten, wird im realen Betrieb während der Heizperiode im Allgemeinen eine Solltemperatur von 18 C als Optimum angestrebt. Abhängig von der Aktivität und Bekleidung, der sich im betreffenden Raum aufhaltenden Personen, sowie der Umgebungsbedingungen (Sommer, Winter) kann die Höhe der optimalen, operativen Hallentemperatur variieren, wobei Schwankungen in einem bestimmten Bereich akzeptiert werden. Diesbezügliche Bewertungsmaßstäbe werden durch die Deutschen Normen DIN EN und DIN EN ISO 7730 thematisiert. Eine ausführliche Bewertung der thermischen Behaglichkeit in der Dreifachsporthalle Dormagen, wie in den genannten Normen vorgestellt, war im Rahmen des durchgeführten Vorhabens jedoch nicht möglich. In Anlehnung an die vorbezeichneten Normen wurden daher die messtechnisch erfassten Hallenablufttemperaturen in Abhängigkeit des 187

200 exponentiell gewichteten, gleitenden Mittelwertes der Außentemperatur in Abbildung 4-84, Abbildung 4-85 sowie Abbildung 4-86 grafisch dargestellt. Die Anzahl der abgebildeten, stündlich gemittelten Messdaten wurde jeweils auf einen Zeitraum zwischen 07:00 und 22:00 Uhr begrenzt. Auf die Einbeziehung von Grenzwerten zulässiger operativer Innenraumtemperaturen für unterschiedliche Kategorien und für Gebäude ohne maschinelle Kühlung, wie in der DIN EN vorgesehen, wurde verzichtet. Denn die dort angegebenen Temperaturgrenzen gelten hauptsächlich für Bürogebäude bzw. ähnliche Gebäudetypen deren Nutzer in der Hauptsache sitzende Tätigkeiten ausüben und über die Möglichkeit zur Anpassung der thermischen Bedingungen im Raum durch Öffnen und Schließen von Fenstern verfügen. Temperaturgrenzwerte für Hallengebäude im Allgemeinen oder Sporthallen im Speziellen stehen aufgrund einer mangelnden Datengrundlage nicht zur Verfügung. Wie Abbildung 4-84 zu entnehmen ist, verlief die Lufttemperatur in der Sporthalle zu den Betriebszeiten im Zeitraum von Juni bis August 2011 überwiegend zwischen mindestens 21 bis 25 C, wobei im Juni und August 2011 an zahlreichen Tagen eine deutliche Überhitzung der Sporthalle mit Raumlufttemperaturen über 25 C und an einem Tag mit über 31 C zu verzeichnen sind. Abgesehen von den sommerlichen Umgebungsbedingungen können weitere ursächliche Gründe der hohen Hallenlufttemperaturen teilweise in einer mangelhaft geregelten statischen Hallenheizung, der zeitweise ungeregelt aktiven dynamischen Heizung der Sporthallenlüftung und der stetig im Wettkampfmodus befindlichen Hallenbeleuchtung gesehen werden. In der Folge wurden sowohl durch den Hallenwart als auch durch die Nutzer regelmäßig wiederkehrende Beschwerden wegen zu hoher Hallentemperaturen geäußert. Durch die bereits genannten anlagentechnischen Funktionsstörungen, mit einer ebenfalls täglich durchgängig 24 Stunden aktiven Lüftungsanlage im betrachteten Zeitraum, blieb die nächtliche Kühlung nicht nur wegen der geringen thermischen Speicherfähigkeit der Sporthalle ohne nennenswerten Erfolg. Ebenso wenig erfolgreich war die daraufhin vom Hallenwart durchgeführte Lüftung durch Öffnen von Dachoberlichtern (Rauchabzug- Öffnungen) und Hallentoren während der Betriebszeiten am Tag. Abbildung 4-84: Darstellung der stündlichen Mittelwerte der messtechnisch erfassten Hallenablufttemperatur für eine tägliche Dauer von 08:00 bis 22:00 Uhr in Abhängigkeit des gleitenden Mittelwertes der Außentemperatur [DIN EN 15251] in den Monaten Juni bis August 2011 Die Auswertung der stündlich gemittelten Hallenablufttemperaturen für die Sommermonate Juni bis August 2012 in Abbildung 4-85 zeigt eine deutliche Entschärfung der sommerlichen 188

201 Überhitzungsproblematik nach erfolgter Umsetzung wichtiger Optimierungsschritte, wie der Abschaltung der Deckenstrahlplatten bei Überschreiten der Raumsolltemperatur von 18 C oder der angepassten Regelung für die Nachheizregister der Lüftungsanlage. Die Temperaturen der Hallenabluft bewegen sich dabei weitgehend in einem Bereich zwischen 21 und 25 C. Hohe Hallentemperaturen im Juli und August 2012 sind vorwiegend auf die sommerlichen Witterungsbedingungen mit hohen Außentemperaturen und hoher solarer Einstrahlung zurückzuführen. Die Beleuchtungsanlage, welche zu diesem Zeitpunkt noch auf Wettkampfniveau geschaltet war, kann wegen der zeitgleich stattfindenden Sommerferien als Ursache der hohen Hallentemperaturen ausgeschlossen werden. Abbildung 4-85: Darstellung der stündlichen Mittelwerte der messtechnisch erfassten Hallenablufttemperatur für eine tägliche Dauer von 08:00 bis 22:00 Uhr in Abhängigkeit des gleitenden Mittelwertes der Außentemperatur [DIN EN 15251] in den Monaten Juni bis August 2012 Ausgehend von der vorhergehenden Betrachtung der Hallenablufttemperaturen in Abbildung 4-84 und Abbildung 4-85 ist eine sommerliche Überhitzung der Dreifeldsporthalle Dormagen und damit einhergehend eine Beeinträchtigung der thermischen Behaglichkeit für Sport treibende Personen nachgewiesen. Wenngleich gemäß DIN EN für Bürogebäude ohne maschinelle Lüftung und mit Nutzung durch Personen mit überwiegend sitzender Tätigkeit wesentlich höhere Grenzwerte der operativen Raumtemperaturen zulässig sind, müssen diese Komfortgrenzen angesichts des Aktivitätsgrades von Sportlern für den sommerlichen Betrieb entsprechend reduziert werden. Eine Betrachtung der thermischen Behaglichkeit in der Dreifachsporthalle während der Heizperiode 2011/2012 anhand der aufgezeichneten Hallenablufttemperaturen in Abbildung 4-86 veranschaulicht noch einmal grafisch die Rückschlüsse des Monitoring (siehe Kapitel 4.5.2). Infolge der mangelhaften Ausführung der witterungsbedingten Heizungsregelung der statischen Hallenheizung oder der ungenügenden Steuerungsmöglichkeiten der Hallenbeleuchtung wurde die Sporthalle weit über die angestrebte Solltemperatur von 18 C hinaus aufgeheizt. Dies zeigt sich insbesondere in den Monaten Dezember 2011 und Januar 2012 mit Hallentemperaturen von bis zu 25 C und vereinzelten Tagen mit noch einmal höheren Innentemperaturen. In Anbetracht des Aktivitätsgrades der Sporthallennutzer wird auch hier eine deutliche Beeinträchtigung der thermischen Behaglichkeit ersichtlich, die sich in negativen Beschwerden durch die Nutzer äußerte. Wie bereits mehrfach angesprochen und durch die Energiebilanzierung nachgewiesen wurde, bedingte das Überheizen der Halle 189

202 während der begleiteten Heizperiode einen wesentlichen Mehrverbrauch an Energie sowie empfindliche Mehrkosten. Abbildung 4-86: Darstellung der stündlichen Mittelwerte der messtechnisch erfassten Hallenablufttemperatur für eine tägliche Dauer von 08:00 bis 22:00 Uhr in Abhängigkeit des gleitenden Mittelwertes der Außentemperatur [DIN EN 15251] in den Monaten Dezember 2011 bis Februar 2012 Im Vergleich zur Auswertung der Hallenablufttemperaturmessung in den Abbildungen Abbildung 4-84 oder Abbildung 4-85 lassen die Ergebnisse des dynamischen Gebäude- und Anlagenmodells in Abbildung 4-87 auf deutlich höhere sommerliche Hallentemperaturen schließen. Verwendung fand hierbei die Variation 2 des Mehrschicht-Raummodells, dessen Simulationsrandbedingungen und Annahmen sowie wesentliche Ergebnisse im Anhang des ausführlichen Abschlussberichts beschrieben werden. In der nachfolgenden Abbildung 4-87 ist die simulierte, operative Raumtemperatur im Aufenthaltsbereich des virtuellen Sporthallenmodells in Abhängigkeit des, nach DIN EN exponentiell gewichteten, gleitenden Mittelwertes der Außentemperatur (Standard-Wetterdatensatz Würzburg) dargestellt. Wie dem Diagramm zu entnehmen ist, bewegen sich die simulierten Hallentemperaturen in den Monaten Juni bis August vorwiegend in einem Bereich zwischen 21 bis 27 C. An vereinzelten Tagen sind auch operative Raumtemperaturen über 29 C ersichtlich. Hierbei ist zu berücksichtigen, dass im Simulationsmodell eine dauerhafte Belegung von Mo.-Fr. / 08:00 bis 22:00 Uhr mit 45 Personen (schwere körperliche Tätigkeit) vorgesehen ist, wodurch die internen Wärmequellen wesentlich höher liegen als im realen Betrieb der Sporthalle mit zwischenzeitlichen Phasen der Nichtnutzung sowie einer ebenso abgeschalteten, präsenzgesteuerten Beleuchtungsanlage. Andererseits werden in der Simulation vereinzelt geringere Hallentemperaturen bis unter 20 C erreicht, während die Messwerte nur in einer Ausnahme 21 C unterschreiten (Abbildung 4-85). Eine Nachtlüftung ist im hier betrachteten Simulationsmodell jedoch nicht vorgesehen, so dass der Grund für diesen Unterschied in der modellhaften Abbildung durch die dynamische Gebäudesimulation sowie durch den in der Simulation genutzten und vom Wetter in Dormagen abweichenden Wetterdatensatz gesehen werden kann. Für den theoretischen Fall einer kontinuierlich im Sommer durchgeführten Nachtlüftung ist aber eine Verringerung der sommerlichen Hallentemperaturen mit einem positiven Einfluss auf die thermische Behaglichkeit anzunehmen. Da in der Dreifachsporthalle Dormagen abgesehen von den Oberlichtern bzw. Rauchabzugsöffnungen keine weiteren Einrichtungen zur natürlichen Nachtlüftung vorgesehen sind, wobei ein nächtliches Öffnen von Fenstern oder Türen aus 190

203 sicherheitsrelevanten Gründen nicht zu erwägen ist, bleibt allein der Betrieb der Lüftungsanlage zur Realisierung einer Nachtlüftung, wodurch höhere Energiekosten entstehen. Des Weiteren wurde in den vorhergehenden inhaltlichen Ausführungen zur Überprüfung der simulierten Hallentemperaturschichtung eine geringe positive Abweichung der simulierten Raumtemperaturen im Bereich von unter 5 % festgestellt. Auch basiert der hier angestellte Vergleich nicht auf messtechnisch erfassten, operativen Raumtemperaturen sondern auf Hallenablufttemperaturen mit einer wahrscheinlich geringen negativen Abweichung von den realen Hallentemperaturen. Eine Erwärmung des Hallenabluftkanals durch einflussnehmende Wärmequellen kann aufgrund der Position des Kanals im Geräteraum ausgeschlossen werden, wobei auch die im Sommer sehr warme Hallendecke (siehe Abschnitt ) und der von dort kommende erhebliche Strahlungswärmeanteil keinen direkten Einfluss auf die Temperaturmessung im Lüftungskanal haben. Die bislang gezogen Schlussfolgerungen zur eingeschränkten thermischen Behaglichkeit und der bestehenden Überhitzungsproblematik im Sommer behalten somit auch nach Auswertung der Simulationsergebnisse Gültigkeit. Abbildung 4-87: Darstellung der, mittels des Lacasa Mehrschichtmodells simulierten, operativen Hallentemperatur im Aufenthaltsbereich als Stundenmittelwerte für eine tägliche Dauer von 08:00 22:00 Uhr in Abhängigkeit des gleitenden Mittelwertes der Außentemperatur (Standard-Wetterdatensatz Würzburg) in den Monaten Juni bis August Betrachtung der Transmissionswärmeverluste über die Dachfläche Die energetische Bewertung von Hallengebäuden basiert vielfach auf Standard- oder vereinfachten Gebäudemodellen, die eine gleichmäßige Temperaturverteilung voraussetzen und einen Anstieg der Lufttemperatur über die Raum- bzw. Gebäudehöhe vernachlässigen. Die Berechnung der Transmissionswärmeverluste über an Außenluft grenzende Bauteile in diesen Berechnungsmodellen erfolgt unter der Annahme einer Norm-Innentemperatur für das gesamte Raumluftvolumen. Wie unter Verweis auf die Ergebnisse aus Kapitel und sowie in der vorhergehenden Bewertung der simulierten Hallentemperaturschichtung festgestellt wurde, kann die in Hallen auftretende Temperaturschichtung insbesondere bei der Berechnung des Transmissionswärmeverlustes über die Dachfläche einer Halle oder hoher Räume jedoch nicht ohne weiteres außer Acht gelassen werden. Die in Deutschland aktuell gültige Norm DIN EN zur Auslegung von Heizungsanlagen in Gebäuden verfolgt mit dem darin beschriebenen Verfahren zur Berechnung der Norm-Heizlast einen vereinfachten Berechnungsansatz unter Verwendung eines zusätzlichen Raumhöhenkorrekturfaktors. Durch diesen Raumhöhenkorrekturfaktor wird im Rahmen der 191

204 Heizlastberechnung für hohe Räume mit Geschosshöhen über 5 m und abhängig vom eingesetzten Heizsystem ein Zuschlag zu den berechneten Norm-Wärmeverlusten bzw. zur Heizlast vorgenommen. Die Berechnung der Norm-Wärmeverluste sowie Heizlast erfolgt unter Verwendung einer gebäude- bzw. nutzungsabhängig ermittelten Norm- Innentemperatur. In der derzeit aktuellen Fassung der DIN V vom Dezember 2011 zur energetischen Bewertung von Gebäuden wird der erhöhte Wärmeverlust über das Dach hoher Räume oder Hallen infolge eines Lufttemperaturgradienten hingegen nicht in das Berechnungsverfahren einbezogen. Lediglich im Berechnungsalgorithmus zur Ermittlung des Energieaufwands der Wärmeübergabe findet ein Anstieg der Lufttemperatur über die Raumhöhe begrenzt Berücksichtigung. Im Zuge der durchgeführten Gebäude- und Anlagesimulationen zur Dreifachsporthalle in Dormagen mit der Variation unterschiedlicher Simulationsparameter in Matlab/Lacasa ist auch der Einfluss verschiedener Modellansätze betrachtet worden. Ebenfalls untersucht wurde, wie sich der Transmissionswärmeverlust über das Hallendach bei Einsatz eines konventionellen Referenzmodells mit einer Raumluftzone oder eines aus mehreren Luftschichten bestehenden Raummodells bei ansonsten identischen Randbedingungen entwickelt. Der Vorteil in der Nutzung eines mehrschichtigen Raummodells liegt dabei prinzipiell in einem höheren Detailgrad bezüglich der Anordnung von Heizflächen oder anderen Wärmequellen sowie einer genaueren Berücksichtigung individueller Gebäudeeigenschaften. Darüber hinaus wurde auch die theoretische Einsparung von Heizenergie durch eine Erhöhung der Dachdämmung in die energetischen Analysen einbezogen. Betrachtet man zunächst den simulierten Transmissionswärmeverlust durch das Hallendach des 1 Zonen-Referenzmodells mit dem Mehrschichtmodell unter der Voraussetzung einer Raumsolltemperatur im Aufenthaltsbereich von 20 C in Abbildung 4-88, zeigt sich das erwartete Ergebnis. Aufgrund des zuvor nachgewiesenen Lufttemperaturgradienten in der Sporthalle vergrößert sich der Wärmeverlust durch das Hallendach im mehrschichtigen Raummodell gegenüber dem Referenzmodell um ca. 1,5 MWh/a, was einem Faktor von 1,05 entspricht. In die Wärmeverlustberechnung inbegriffen sind hierbei sowohl der Transmissionswärmeverlust durch die Dachfläche als auch die Oberlichter. Die in der jeweiligen Variation der simulierten Modelle verwendeten Parameter sind im Anhang des ausführlichen Abschlussberichts beschrieben. Abbildung 4-88: Vergleich zwischen Referenz- und Mehrschichtmodell anhand des simulierten Transmissionswärmeverlustes über das Hallendach mit Raumsolltemperaturen von 20 C 192

205 Eine Reduzierung der Raumsolltemperatur von 20 auf 18 C bewirkt nach Auswertung der nachfolgend vorgestellten Simulationsergebnisse eine Verringerung der Wärmeverluste über das Hallendach in Höhe von ca. 3 MWh/a. Eine diesbezüglich kurze Erläuterung zu den hier betrachteten Variationen von Referenz- und Mehrschichtmodell ist dem Anhang des ausführlichen Abschlussberichts zu entnehmen. Vergleicht man wiederum die Ergebnisse des einfachen Referenzmodells mit dem mehrschichtigen Raummodell wird unter Einbeziehung der Hallentemperaturschichtung ein im Vergleich zum gleichmäßigen Temperaturprofil um 1,8 MWh/a höherer Transmissionswärmeverlust über das Hallendach ermittelt. Gemessen am Wärmeverlust über das Hallendach aus dem Referenzmodell kommt dies einer ca. 7 prozentigen Steigerung gleich. Abbildung 4-89: Vergleich zwischen Referenz- und Mehrschichtmodell anhand des simulierten Transmissionswärmeverlustes über das Hallendach mit Raumsolltemperaturen von 18 C Um hohen Wärmeverlusten über das Hallendach und somit auch einem hohen Heizenergieverbrauch entgegen zu wirken, sollte in gewerblichen oder industriell genutzten Hallen sowie in Sport- und Laborhallen zunächst eine Senkung der Rauminnentemperaturen unter Einhaltung der individuellen, thermischen Behaglichkeitsanforderungen in Betracht gezogen werden. Dies stellt einen sowohl technisch einfach umzusetzenden als auch wirtschaftlich sehr sinnvollen Lösungsansatz dar, wobei der diesbezügliche energetische Nutzen im vorhergehenden Vergleich der Simulationsergebnisse dargelegt wurde. Da die Transmissionswärmeverluste aber letztlich nicht nur von der Rauminnen- und Außentemperatur sondern auch vom Dämmgrad der Gebäudehülle oder der Größe der Dachfläche abhängig sind, ist prinzipiell auch eine Erhöhung der Dachdämmung zweckdienlich. Wenngleich dies unter energetischen Gesichtspunkten empfehlenswert erscheint, ist eine Umsetzung im Hallenbau unter Berücksichtigung von Baustatik und Wirtschaftlichkeit kritisch zu prüfen. Denn die stärkere Dämmung eines Hallendaches bedingt nicht nur eine höhere statische Belastung für das Hallendeckentragwerk mit dementsprechend verbundenen Mehrkosten sondern auch gesteigerte Investitionskosten für das zusätzliche Dämmmaterial. Dennoch wurde im Rahmen der dynamischen Gebäudesimulation auch dieser Optimierungsansatz untersucht. Die Simulationsergebnisse von Variation 4 des mehrschichtigen Hallenmodells mit einer Raumsolltemperatur in der Halle von 18 C zeigten die erwartete Reduzierung des Wärmeverlustes über die Dachfläche. Die Stärke der Dachdämmung wurde im Modell um 50 % in Bezug zur Sanierungsvariante bzw. um weitere 100 auf 300 mm erhöht. Im Vergleich zu Variation 2 des Mehrschichtmodells der Sporthalle in Dormagen reduzierte sich der auf das Hallendach bezogene Transmissionswärmeverlust dadurch um ca. 7 MWh/a bzw. ca. 25 %. Auf eine ergänzende wirtschaftliche Bewertung der Variante mit verstärkter Dachdämmung wurde 193

206 verzichtet, da allein die Betrachtung der Transmissionsverluste und etwaiger energetischer Optimierungspotentiale im Vordergrund standen. Darüber hinaus führt eine verbesserte Dachdämmung auch zu einem verbesserten sommerlichen Überhitzungsschutz. Für die Sporthalle Dormagen lässt sich dies anhand des Gegenüberstellung der Simulationsergebnisse aus Variation 2 und Variation 4 des Mehrschicht-Raummodells belegen. Hierzu wurden Abbildung 4-87 (Mehrschicht- Raummodell Variation 2) und Abbildung 4-90 (Mehrschicht-Raummodell Variation 2) mit der jeweiligen Darstellung der simulierten, operativen Hallentemperaturen für den Zeitraum von Juni bis August miteinander verglichen. Wie sich anhand dessen zeigte, reduzierten sich die simulierten Hallentemperaturen im Gebäudemodell mit verbesserter Dachdämmung geringfügig. Dabei bleibt jedoch zu berücksichtigen, dass mit der Hallenbeleuchtung, welche zum Zweck des Vergleichs zu den Ergebnissen des Monitoring mit einer Leistung von 20 KW (Beleuchtungsstärke auf Wettkampfniveau) parametriert wurde, und der angenommenen Hallenbelegung mit 45 Sportlern ein hoher Wärmeeintrag in das Gebäude durch innere Wärmelasten simuliert wurde. Weiterhin resultiert aus der vorhandenen Dachoberlichtfläche ein zusätzlicher solarer Wärmegewinn im Innenraum, welcher unabhängig von der Dachdämmung ist. Wenngleich eine Quantifizierung des Einflusses der verbesserten Dachdämmung auf den sommerlichen Überhitzungsschutz aufgrund der Randbedingungen der Simulationsmodelle nur bedingt möglich ist, kann dennoch ein erkennbare Tendenz hinsichtlich eines verbesserten Überhitzungsschutzes durch eine verstärkte Wärmedämmung im Dachbereich abgeleitet werden. Abbildung 4-90: Darstellung der, mittels des Lacasa Mehrschichtmodells simulierten, operativen Hallentemperatur im Aufenthaltsbereich als Stundenmittelwerte für eine tägliche Dauer von 08:00 22:00 Uhr in Abhängigkeit des gleitenden Mittelwertes der Außentemperatur (Standard-Wetterdatensatz Würzburg) in den Monaten Juni bis August 194

207 4.5 Überprüfung / Erfolgskontrolle Blower Door und IR-Thermografie Grundlagen der Luftdichtheitsmessung Hintergrund und Zielsetzung Die Dichtheit eines Gebäudes hat einen großen Einfluss darauf, wie hoch die unerwünschten Lüftungswärmeverluste (Infiltration) sind. Die messtechnische Bestimmung der Luftdichtheit erfolgt nach DIN EN mittels des Blower-Door-Verfahrens. Kenngröße ist die Luftwechselrate n 50, die angibt, wie groß der gemessene Leckagestrom (in m³/h) bezogen auf das Innenvolumen (in m³) bei einer Druckdifferenz von 50 Pa ist. In der EnEV 2009 werden dazu folgende Vorgaben aus der DIN V entnommen: Gebäude ohne RLT-Anlage: n 50 3 h -1 Gebäude mit RLT-Anlage: n 50 1,5 h -1 Das Passivhausinstitut legt für Passivhäuser einen strengeren Grenzwert fest: Passivhäuser: n 50 0,6-1 Volumen: Das Außenvolumen des Gebäudes V e beträgt nach der vorliegenden EnEV-Berechnung m³. Bezugsgröße für den n 50 -Wert ist das Innenvolumen. Der Hallenbereich weist nur einen geringen Anteil an Bauteilen am Bruttovolumen auf, überschläglich wurde das Innenvolumen mit 90% des Bruttovolumens ermittelt (abweichend von den 80 % des Normwertes), damit ergibt sich ein Innenvolumen von m³. Messtechnik: Zur Messung der Luftdichtheit stehen Minneapolis Blower Door -Geräte einschließlich der Druckmessgeräte DG-700 zur Verfügung Durchführung Blower-Door-Test Da keine anderen geeigneten Öffnungen zur Verfügung standen, wurde eine Zwischentür gewählt, die über einen kleinen Flur an die Außenluft grenzt. Dadurch wird bezogen auf das Gesamtgebäude ein vernachlässigbar kleiner Teil des Gebäudes bei der Messung nicht berücksichtigt. Das Gebäude wurde dabei als zusammenhängender Luftraum betrachtet. Innentüren wurden während der Messung geöffnet. Die Lüftungsanlagen wurden während der Messung ausgeschaltet und interne Klappen innerhalb der Lüftungsanlagen wurden geschlossen. Weitergehende Abdichtungsmaßnahmen wurden nicht vorgenommen (Verfahren A gemäß DIN EN 13829). Mit drei Geräten in einem Mehrfachrahmen (Abbildung 4-91) konnte eine Druckdifferenz von bis zu 80 Pa aufgebaut werden. 195

208 Abbildung 4-91: Einbau von drei Blower Door Geräten in einem Rahmen Ergebnisse Blower-Door-Test Ermittlung des globalen n 50 -Wertes Es wurden Messungen mit Überdruck und Unterdruck durchgeführt. Dabei wurden jeweils acht Druckstufen zwischen etwa 10 Pa und 80 Pa aufgenommen (Abbildung 4-92). Abbildung 4-92: Darstellung Messergebnisse Blower-Door-Test Zur Berechnung des n 50 -Wertes werden die Werte der Über- und Unterdruckmessung gemittelt und für 50 Pa interpoliert. Für die Sporthalle Dormagen ergibt sich hier ein Wert von m³/h. Bezogen auf ein Innenvolumen von m³ ergibt sich damit ein n 50 -Wert von 0,70 h

209 Der Wert liegt damit deutlich unter dem Anforderungswert von 1,5 h -1 und erreicht fast den Wert, der für Passivhäuser angestrebt wird (0,6 h -1 ). Hier ist anzumerken, dass das große Gebäudevolumen und die kompakte Form einen guten Wert für die Gebäudedichtheit begünstigt. Trotz des einwandfreien n 50 -Wertes konnten im Detail Leckagen festgestellt werden. Details zur Luftdichtheit Fluchttüren im Hallenbereich: Die Fluchttüren weisen erhebliche Undichtheiten auf, teilweise fällt durch die Spalten Tageslicht. Die geringen Temperaturen in der Infrarotaufnahme bestätigen diese Beobachtung (Abbildung 4-93). Nach Aussage des Bauherrnvertreters werden die Türen noch justiert, wodurch Verbesserungen zu erwarten sind. Abbildung 4-93: Infrarotaufnahme bei Unterdruck, Abkühlungen im Bereich der Fluchttüren Fenstereinfassungen: In den Fenstereinfassungen (Galerie an der Südfassade der Halle) ist die Dichtung teilweise unwirksam oder nicht vorhanden. Im Test mit Unterdruck wurde teilweise kalte Luft durch die Blechkonstruktion gesogen, so dass an der Innenoberfläche dort sehr geringe Temperaturen von bis zu 10 C gemessen wurden (Abbildung 4-94). Die Ausführungsqualität dieses Details scheint aber unterschiedlich zu sein, an der rechten Seite (von innen) des gleichen Fensters konnte eine minimale Temperatur von 13,8 C gemessen werden (Abbildung 4-95). Abbildung 4-94: Infrarotaufnahme bei Unterdruck, Fenstereinfassung auf der Galerie, hier: geringe Temperatur weist auf unzureichende Abdichtung hin 197

210 Abbildung 4-95: Infrarotaufnahme bei Unterdruck, Fenstereinfassung auf der Galerie, hier: höhere Temperatur zeigt verbesserte Luftdichtheit an Außenkanten Fassade: Bei der Überdruckmessung können in Verbindung mit Thermografieaufnahmen (von außen) Undichtheiten im Bereich der Außenkanten sichtbar gemacht werden (Abbildung 4-96). Durch eine Abfolge von Infrarotaufnahmen über einen gewissen Zeitraum während das Gebäude unter Druck gesetzt wird, kann deutlich gemacht werden, welche Temperaturerhöhungen durch Wärmeleitung hervorgerufen werden (diese verändern sich nicht über den Messzeitraum) und welche durch Luftundichtheiten verursacht werden (Temperaturerhöhungen entwickeln oder verstärken sich über den Messzeitraum). Abbildung 4-96: Infrarotaufnahme bei Überdruck (links zu Beginn der Überdruckmessung, rechts ca. 5 Minuten später) Zusammenfassung Der gemessene n 50 -Wert von 0,70 h -1 ist deutlich besser als der Anforderungswert von 1,5 h -1. Dennoch konnten einige Stellen aufgezeigt werden, an denen Anschlussdetails nicht sorgfältig abgedichtet wurden. Zu nennen sind insbesondere Fluchttüren im Hallenbereich, Einfassungen von Fenstern und Türen an die Metallleichtbaufassade. Um die Energieeffizienz weiter zu verbessern und mögliche bauphysikalische Probleme (Tauwasserbildung bei Eindringen von feuchtebeladener Luft in undichte Fugen) zu vermeiden, wird eine Überarbeitung dieser Anschlussdetails empfohlen. 198

211 4.5.2 Monitoring Dreifeldsporthalle Dormagen Das nachfolgend erörterte Monitoring der Dreifeldsporthalle in Dormagen wurde in einem Zeitraum von Ende Mai 2011 bis Ende Juni 2012 durchgeführt. Die Erfassung der dem Monitoring zugrunde liegenden Messdaten erfolgte durch das Gebäudeautomationssystem, welches sämtliche geloggten Daten als Tagesdatensätze zur Verfügung stellt. Die Auswertung der Messdaten wurde mittels MATLAB durchgeführt. Während der Dauer des Monitoring wurden, in Ergänzung zu den bereits verfügbaren Daten zur Gebäudetechnik, an mehreren Terminen zusätzliche Messungen mittels mobiler Messtechnik durchgeführt. Das diesbezügliche Anlagenschema mit einem Überblick über das Heizungs-, Lüftungs- und Warmwasserbereitungssystem der sanierten Dreifeldsporthalle Dormagen ist unter Kapitel in Abbildung 4-26 dargestellt. Fernwärmeversorgung Basierend auf der Anlagentechnik mit statischen und dynamischen Heizkreisen sowie einer direkten Anbindung der Warmwasserbereitung an das Fernwärmenetz ist eine Vorlauftemperatur der Fernwärmeversorgung von ganzjährig mindestens 65 C zu empfehlen, um auch im Sommer eine normgerechte Warmwasserbereitung und Legionellenprävention zu gewährleisten. In den ersten Monaten des Monitoring war jedoch oftmals ein unterschreiten dieses Temperaturniveaus im Fernwärmevorlauf zu beobachten. In den Zeiträumen vom bis sowie bis war basierend auf den Messdaten ein sehr starkes Absinken der Fernwärme-Vorlauftemperatur auf bis zu 22 C zu erkennen. Die in Abbildung 4-97 und Abbildung 4-98 dargestellten Temperaturverläufe der Vor- und Rücklauftemperaturen von Fernwärmeanschluss und Einspeisung im August 2011 zeigen das beschriebene Betriebsverhalten. Der Grund des Temperaturabfalls im Fernwärmevorlauf war anhand der Trenddaten nicht abzuleiten. Es ist jedoch davon auszugehen, dass im genannten Zeitraum Wartungsarbeiten am Fernwärmeversorgungsnetz durchgeführt wurden. Abbildung 4-97: Vor- und Rücklauftemperaturen für den Fernwärmeanschluss und die Systemeinspeisung im August

212 Weitere extreme Auffälligkeit im Betriebsverhalten der Fernwärmeversorgung, wie das zuvor beschriebene Absinken der Fernwärme-Vorlauftemperatur unter 50 C, waren in der Folgezeit nach September 2011 nicht mehr zu beobachten. Seit März 2012 wurde eine kontinuierlich über dem geforderten Temperaturniveau von 65 C liegende Vorlauftemperatur durch das Fernwärmenetz bereitgestellt. Abbildung 4-98: Vor- und Rücklauftemperaturen für den Fernwärmeanschluss und die Systemeinspeisung am Im Rahmen einer Überprüfung der eingesetzten Temperaturfühler und der Datenverarbeitung durch die Gebäudeleittechnik mittels mobiler Datenlogger am wurden die Vor- und Rücklauftemperaturfühler am Fernwärmeanschluss sowie der Vorlauffühler der Einspeisung für mehrere Minuten in ein mit 0 C temperiertes Eiswasserbad getaucht. Der hierbei ermittelte Messfehler bzw. Offset betrug im Fernwärmevor- bzw. rücklauf 2,0 K bzw. 1,5 K. Der Offset der Temperatur-Trenddaten des Vorlaufs der Einspeisung betrug 2,2 K. Warmwasserbereitung Die Warmwasserbereitung der Dreifeldsporthalle war bis zum außer Betrieb. Erste Defizite zeigten sich überdies bereits in einer von der Planung abweichenden Ausstattung der diesbezüglichen Anlagentechnik, da anstatt von zwei Temperaturfühlern im oberen und unteren Bereich des Warmwasserspeichers lediglich ein Anlegetemperaturfühler am unteren Speichersegment realisiert wurde. Aufgrund dessen kann die Temperatur im oberen Speicherbereich nicht überprüft und damit auch die Warmwasseraustrittstemperatur nicht messtechnisch kontrolliert werden. Im Hinblick auf die einzuhaltenden Normen bezüglich der Warmwasserbereitung wurde empfohlen den fehlenden Speichertemperaturfühler nachzurüsten oder alternativ einen zusätzlichen Temperatursensor am Warmwasseraustritt des Speichers zu installieren. Des Weiteren liegt der Einbautemperaturfühler zur Messung der Vorlauftemperatur der Warmwasserbereitung vor der, in Abbildung 4-99 markierten, Rücklaufbeimischung zur Begrenzung der Vorlauftemperatur und kann somit nicht den realen Temperaturverlauf am externen Warmwasser-Wärmeübertrager erfassen. Wenngleich die Funktion der Vorlauftemperaturbegrenzung (beobachteter maximaler Fernwärmevorlauf im Winter: ca. 76 C) zur Vermeidung von Kalkablagerungen am Wärmeübertrager des Warmwasserspeichers hiervon nicht beeinflusst wird, ist die Kenntnis über den Temperaturverlauf am primärseitigem Eingang bzw. sekundärseitigem Ausgang des Wärmeübertragers sinnvoll, 200

213 um ein ausreichendes Vorlauftemperaturniveau für die Warmwasserbereitung zu gewährleisten. Abbildung 4-99: Warmwasservorlauf mit Rücklaufbeimischung Weitere Bedenken bezüglich der Trinkwassererwärmung in der Dreifeldsporthalle bestehen hinsichtlich der thermischen Legionellenprävention. Dabei dienen die Norm DIN , die Richtlinie VDI 6023 sowie das DVGW Arbeitsblatt W 551 mit technischen Regeln zu Planung, Ausführung, Betrieb und Instandhaltung von Trinkwasser-Installationen oder technischen Maßnahmen zur Verminderung des Legionellenwachstums als Grundlage der Systembewertung. Demnach sind Trinkwasser-Installationssysteme in Sportanlagen gemäß Begriffsbestimmung als Großanlagen zu werten, wobei in der hier untersuchten Sporthalle der Inhalt des Trinkwassererwärmers 750 l und die Rohrleitungen zwischen dem Abgang des Trinkwassererwärmers und den Entnahmestellen mehr als 3 l beinhalten. Somit ist am Warmwasseraustritt des Trinkwassererwärmers stets eine Temperatur von mindestens 60 C einzuhalten. Abbildung 4-100: Trenddaten der Warmwasserbereitung für den Monat Mai 2012 mit Darstellung der Systemtemperaturen im oberen und dem Verlauf der in benötigten Wärmeleistung im unteren Diagramm Nach Auswertung der bis zuletzt verfügbaren Trenddaten im Juni 2012 zeigte sich, dass die im Betrieb der Legionellenprävention erreichte Speichertemperatur (gemessen vom unteren Anlegefühler) bis zum Mai 2012 nicht das bis dahin erfasste Maximum von 55 C überschritt. Seit Mitte Mai 2012 war festzustellen, dass während der programmierten und zeitlich 201

214 begrenzten Legionellenschaltung höhere Boilertemperaturen erzielt werden. An Sonntagen betrug die Speichertemperatur von Mitte Mai 2012 an im Maximum ca. 64 C, wobei an den Wochentagen mit gleichzeitig aktiver Warmwasserzirkulation weiterhin wesentlich geringere Speichertemperaturen zu beobachten waren und sich der Warmwasserspeicher aufgrund der stetigen Wärmeentnahme auch schneller wieder abkühlte, wie anhand von Abbildung nachvollziehbar ist. Zwar kann aufgrund des fehlenden Sensors im oberen Speichersegment bzw. am Warmwasseraustritt keine gesicherte Bewertung der realen Warmwassertemperaturen abgegeben werden, jedoch ist aufgrund der geringen, gemessenen Speichertemperaturen von einer unzureichenden Erwärmung des Trinkwasserspeichers auszugehen. Eine normgerechte Hygiene bzw. Legionellenprävention des Trinkwasser-Installationssystems scheint daher nicht gewährleistet zu sein. Des Weiteren wird der Trinkwasserspeicher während der derzeit parametrierten Zeitschaltung an Samstagen nicht erhitzt, so dass eine Legionellenprävention nur von Montag bis Freitag in der Zeit von jeweils 08:00 bis 08:30 Uhr und am Sontag von 03:00 bis 03:30 Uhr stattfindet. Überdies sank die Speichertemperatur im Monitoring-Zeitraum durch einen, mit Vereinsaktivitäten bzw. Trainingszeiten verbundenen, erhöhten Warmwasserverbrauch in den Abendstunden zeitweise auf bis zu 12 C und verblieb dauerhaft unterhalb von 20 C bis das Zeitschaltprogramm der Warmwasserbereitung bzw. Legionellenprävention wieder aktiv wurde. Dieses Betriebsverhalten ist exemplarisch anhand von Abbildung und den, auf Trenddaten basierenden, dargestellten Systemtemperaturen der Warmwasserbereitung für den erkennbar. In der derzeitigen Programmierung ist die Warmwasserbereitung bzw. auch Warmwasserzirkulation von Montag bis Freitag im Zeitraum von jeweils 08:00 bis 19:00 Uhr und am Sontag von 03:00 bis 06:00 Uhr aktiv. Die in Abbildung veranschaulichte Temperaturverläufe sind beispielgebend für das während des Monitorings beobachtete Betriebsverhalten. Der Verlauf der Boilertemperatur lässt hierbei darauf schließen, dass der Wärmeinhalt des Trinkwasserspeichers am Vortag vollständig entleert wurde. Nach Einsetzen der Zeitschaltung wird der Speicher auf ein Temperaturniveau von 54 C erwärmt, welches sich infolge der kontinuierlichen Wärmeentnahme durch die Warmwasserzirkulation im Tagesverlauf reduziert. Nach 20:30 Uhr wird das im Trinkwasserspeicher bevorrate Warmwasser durch die Nutzer der Sporthalle weitgehend aufgebraucht. Der Zeitpunkt des Trainingsendes bzw. dem Beginn der Warmwasserentnahme ließ sich in diesem Fall auch anhand des Stromverbrauchs für die Hallenbeleuchtung bzw. die Nebenräume nachvollziehen. Hierbei bleibt zu berücksichtigen, dass das in den Speicher nachströmende Trinkwasser aus dem öffentlichen Wasserversorgungsnetz im Winter niedrigere Temperaturen als im Sommer besitzt und somit eine erhöhte Auskühlung des Speichers bedingt. 202

215 Abbildung 4-101: Systemtemperaturen der Warmwasserbereitung am Wenngleich eine kurzzeitige Unterschreitung der geforderten 60 C am Warmwasseraustritt des Trinkwasserspeichers als vertretbar angesehen wird, ist eine systematische Unterschreitung, wie in der Dreifeldsporthalle in Dormagen beobachtet, im Allgemeinen jedoch als inakzeptabel zu werten. Diesbezüglich wurden eine Überarbeitung der Regelstrategie und eine Verlängerung der Zeitschaltung für die Legionellenprävention sowie Warmwasserbereitung auch an Samstagen empfohlen, da an zahlreichen Wochenenden im Bewertungszeitraum eine Sporthallenbelegung zu verzeichnen war. Ebenso wie die Temperaturfühler des Fernwärmeanschlusses wurden auch die Fühler der Warmwasserbereitung mittels mehrminütigen Eintauchens in ein Eiswasserbad überprüft. Im Ergebnis zeigte sich in den Trenddaten des betreffenden Vor- bzw. Rücklaufs der Warmwasserbereitung ein Offset von jeweils 1,3 K. Der Speichertemperaturfühler wies hierbei ein Offset von 1,0 K auf. Statische Heizung der Dreifeldhalle (Deckenstrahlplatten) Aus dem Betrieb des statischen Heizkreises der Deckenstrahlplatten in der Dreifeldhalle und der Auswertung der Trenddaten war zu erkennen, dass auch hier keine raumtemperaturgeführte Regelung des Heizkreises im Rahmen der Gebäudeleittechnik realisiert wurde. Vielmehr handelt es sich ebenfalls um eine witterungsabhängige Heizkreisregelung, da der statische Heizkreis offenkundig nach dem Verlauf der Außentemperatur geregelt zu sein schien. Zudem wurde der statische Heizkreis der Dreifeldhalle sowohl in der Heizperiode 2011/2012 als auch in den Sommermonaten bei einer deutlichen Überschreitung des Soll-Raumtemperaturniveaus von 20 C im Tagesbetrieb weder in seiner Heizleistung gedrosselt noch abgeschaltet. Ebenso war während der Nicht-Nutzungszeiten der Sporthalle mit einer Hallen-Solltemperatur von 18 C und gemessenen Rauminnentemperaturen von mehr als 24 C kein Absenkbetrieb der Deckenstrahlheizung zu beobachten. Das beschriebene Betriebsverhalten zeigt sich exemplarisch bei Betrachtung der in Abbildung visualisierten Trenddaten aus dem Monat Dezember

216 Abbildung 4-102: Diagramme mit den Vor- und Rücklauftemperaturen der Einspeisung bzw. Verteilung sowie des statischen Heizkreises der Sporthalle (oben) und zum Verlauf der Hallenabluft- und Außentemperatur sowie der berechneten Wärmeleistung im statischen Heizkreis der Deckenstrahlheizung (unten) Dezember 2011 Der Umstand einer in der Heizperiode künstlich erzeugten Hallenüberhitzung führte einerseits zu einem erhöhten Fernwärmeverbrauch und andererseits wegen einer mangelnden Behaglichkeit nicht zuletzt auch zu Beschwerden durch die Sport treibenden Hallennutzer und den Hallenwart. Deshalb wurden in einem ersten Ansatz die Soll- Raumtemperaturen, welche als ursprünglich vorgegebene Regelparameter des statischen Heizkreises der Dreifeldhalle dienen sollten, von tagsüber 20 auf 18 C und im Absenkbetrieb von 18 auf 16 C reduziert. Aufgrund der fehlenden, raumtemperaturabhängigen Thermostatfunktion zur Regelung des statischen Heizkreises konnte dieser jedoch nicht gedrosselt oder abgeschaltet werden, was sich in den Monaten bis einschließlich Februar 2012 in einem unnötig hohen Energieverbrauch wiederspiegelte. Hierzu wurde durch das Solar-Institut Jülich beispielhaft für den Monat Dezember 2011 eine vereinfachte Variationsrechnung zur Abschätzung der Einsparpotentiale einer thermostatgesteuerten Heizkreisregelung durchgeführt. Die, auf den Trenddaten aus der Gebäudeleittechnik und charakteristischen Kenndaten des Gebäudes basierende, Beispielrechnung ergab für den Heizwärmebedarf der Dreifeldsporthalle im Dezember 2011 einen Wert von kwh therm. Der Wärmeverbrauch des statischen Heizkreises betrug im genannten Zeitraum kwh therm, was bei einem Fernwärmepreis von 9,18 ct/kwh therm Energiekosten in Höhe von ca. 887 Euro verursachte. Als Alternative zur Vergleichsrechnung wurde unter gleichen Voraussetzungen eine raumtemperaturabhängige Heizkreisregelung mit einer Soll-Raumtemperatur von 18 C angenommen. Im Ergebnis dieser Variationsrechnung betrug der Heizwärmebedarf kwh therm, wovon rechnerisch kwh therm durch die Deckenstrahlheizung bzw. den statischen Heizkreis bereitgestellt werden würden. Hieraus resultierte ein theoretisch mögliches Energieeinsparpotential im Dezember 2011 in Höhe von kwh therm oder eine Betriebskosteneinsparung von 558 Euro. 204

217 Da zum damaligen Zeitpunkt die Integration einer raumtemperaturabhängigen Thermostatfunktion in die Gebäudeautomation nicht möglich war, wurde als Kompromiss eine Abschaltroutine für die Deckenstrahlheizung in die Programmierung der Gebäudeleittechnik eingefügt. Diese erzwungene Abschaltung verhindert ein unnötiges Heizen der Halle bei Überschreiten der Soll-Raumtemperatur von 18 C im Tages- oder 16 C im Absenkbetrieb. Nach erfolgter Implementierung der Abschaltroutine Ende Februar 2012 wurde, wie anhand der Trenddaten in Abbildung zu erkennen, der Betrieb der Deckenstrahlheizung unterdrückt, was jedoch nicht den Möglichkeiten einer modernen raumtemperaturgeführten Heizkreisregelung entspricht. Abbildung 4-103: Diagramme mit den Vor- und Rücklauftemperaturen der Einspeisung bzw. Verteilung sowie des statischen Heizkreises der Sporthalle (oben) und zum Verlauf der Hallenabluft- und Außentemperatur sowie der berechneten Wärmeleistung im statischen Heizkreis der Deckenstrahlheizung (unten) Februar 2011 statische Heizung der Nebenräume (Radiatoren) Aufgrund der nutzungsbedingten Anforderungen in den Dusch- und Waschräumen der Sporthalle mit einem vorgegebenen Sollwert von 20 bzw. 22 C für das Raumtemperaturniveau zur Gewährleistung einer angemessenen thermischen Behaglichkeit wird eine, der Qualität der Gebäudehülle entsprechende, Heizwärme benötigt. Zu Beginn des Monitorings fiel jedoch negativ auf, dass der statische Heizkreis der Nebenräume trotz Raumtemperaturen von teilweise bis zu 27 C und einer vorgegebenen Soll- Innenraumtemperatur von 22 C weiterhin in Betrieb war, was durch die in Abbildung visualisierten Verläufe der Trenddaten beispielhaft für den Monat September 2011 dokumentiert wurde. 205

218 Abbildung 4-104: Verlauf der Vor- bzw. Rücklauftemperaturen von Einspeisung sowie statischem Heizkreis der Nebenräume im oberen Diagramm und Verlauf der Außen- bzw. mittleren Raumtemperatur der Nebenräume sowie die benötigte Wärmeleistung des statischen Heizkreises im unteren Diagramm für September 2011 Nach Überprüfung des in der Gebäudeleittechnik hinterlegten Programmes der Heizkreisregelung und Rücksprache mit dem verantwortlichen GLT-Programmierer wurde deutlich, dass lediglich eine witterungsabhängige Regelung des Nebenraum-Heizkreises implementiert wurde. Eine Thermostatfunktion im Rahmen der Gebäudeleittechnik zur Drosselung bzw. Abschaltung des Heizkreises bei Erreichen der Soll-Innenraumtemperatur wurde bis zuletzt nicht realisiert. Zur Optimierung des Betriebsverhaltens wurde die Heizkurve der Heizkreisregelung durch eine Absenkung angepasst. Unter Berücksichtigung der vorherrschenden Randbedingungen ergab die Auswertung der vorhandenen Trenddaten für den nachfolgenden Zeitraum von Juli 2011 bis Juni 2012 kein zu beanstandendes Betriebsverhalten des statischen Heizkreises der Nebenräume. Statische Heizung des Bestandes bzw. Mensatraktes (Radiatoren) Wie sich aus den vorhergehenden Ergebnissen des Monitoring schließen lässt und auch in der Bewertung des Betriebsverhaltens für den Heizkreis des Mensatraktes Bestätigung findet, werden die statischen Heizkreise der Dreifeldsporthalle im derzeitigen Ausbauzustand und dem Grad der Gebäudeautomation ausschließlich durch witterungsabhängige Regelungsprogramme in der Gebäudeleittechnik gesteuert. Da zudem keine Fühler zur Erfassung der Raumtemperaturen im Gebäudebestand in die Trenddatenaufzeichnung einbezogen wurden, waren etwaige Optimierungspotentiale nur schwer einzuschätzen. Die Auswertung der, im Zeitraum des Monitoring von Mai 2011 bis Juni 2012 verfügbaren, Trenddaten ließen jedoch kaum Rückschlüsse auf Auffälligkeiten im Betriebsverhalten des statischen Heizkreises im Gebäudebestand vermuten. Nachfolgend werden exemplarisch die diesbezüglich relevanten Trenddaten in Abbildung dargestellt. Einzig die Überprüfung der Heizkurve sowie der Heizkörperthermostate konnten empfohlen werden. 206

219 Abbildung 4-105: Verlauf der Vor- bzw. Rücklauftemperaturen von Einspeisung sowie statischem Heizkreis des Gebäudebestandes im oberen Diagramm und Verlauf der Außentemperatur sowie der geforderten Wärmeleistung des statischen Heizkreises im unteren Diagramm für Dezember 2011 Raumlufttechnische Anlage der Dreifeldhalle (RLT-Anlage 1 inklusive dynamische Heizung) Bereits zu Beginn des Monitorings konnten in der Visualisierung der Gebäudeleittechnik und durch Auswertung der Trenddaten zahlreiche Mängel in der Belüftungsanlage der Dreifeldhalle identifiziert werden. Ein kombinierter Kanal-Feuchte- und Ablufttemperaturfühler im Abluftkanal der Lüftungsanlage zeigte vollkommen unrealistische Sensorwerte, wobei die Messdaten mit hoher Frequenz in einem Feuchte- bzw. Temperaturbereich von 20 bis 70 % bzw. von 3 bis 28 C schwankten. Des Weiteren zeigte auch der Abluft-CO 2 -Sensor atypische Werte in der GLT-Visualisierung. Der CO 2 -Sensor dient im Lüftungskonzept der Erfassung des Ist-Wertes der Luftqualität im Gebäude durch Messung des relativen CO 2 - Gehalts in der Abluft und ist ebenfalls im Abluftkanal der Sporthallenlüftung installiert. Die genannten Mängel waren als kritisch zu bewerten, da diese Sensoren bzw. deren Daten als relevante Parameter der Lüftungsregelung, im Besonderen des Luftvolumenstroms, dienen und den Betrieb der Raumlufttechnik sowohl der Sporthalle als auch der Nebenräume maßgeblich beeinflussen. Eine in Betracht zu ziehende Folge dieser fehlerhaften Sensordaten war ein ununterbrochener Betrieb der Lüftungsanlage mit einem kontinuierlich geförderten, hohen Luftvolumenstrom und damit eines überhöhten Heizwärme- sowie Stromverbrauchs (siehe Abbildung und Abbildung 4-107). Daneben war auch der erhöhte Heizwärmebedarf für den dynamischen Heizkreis des Nachheizregisters in wahrscheinlich hauptsächlicher Ursache als Resultat einer fehlerhaften Heizkreisregelung bzw. GLT-Programmierung anzusehen. Zwar wurden die Probleme der fehlerhaften Sensoren relativ schnell und auf den ersten Blick ordnungsgemäß behoben, doch zeigten sich im Verlauf des Monitoring weitere Fehler in der Messung der Ablufttemperatur, die erst in einer späteren Phase und der darauffolgenden Heizperiode verstärkt in Erscheinung traten. Die problembehaftete Regelung der Hallenlüftungsanlage mit einem ununterbrochenen Betrieb und einem dauernd hohen Luftvolumenstrom konnten leider erst in der Schlussphase des Monitoring durch Änderungen 207

220 der GLT-Programmierung und einer Veränderung der Sollwertcharakteristik für die Raumluftqualität im April 2012 behoben werden. Wie sich diesbezüglich herausstellte war der Sollwert der Luftqualität (CO 2 -Wert) zu niedrig eingestellt, so dass das Zeitschaltprogramm der Lüftungsanlage außer Kraft gesetzt und fälschlicherweise ein dauerhafter Lüftungsbedarf signalisiert wurde. Hierbei muss berücksichtigt werden, dass die Messdaten des Abluft-CO 2 -Sensors erst im März 2012, durch die für die Gebäudeautomation und GLT-Programmierung verantwortliche Firma, in die Trenddatenerfassung aufgenommen wurden und eine diesbezügliche Einbeziehung in die Systembewertung erst ab diesem Zeitpunkt möglich war. Abbildung 4-106: Trenddaten von RLT-Anlage 1 im Juni 2011 mit Darstellung der Systemtemperaturen im oberen und dem Verlauf der Luftgeschwindigkeit sowie der Vor- und Rücklauftemperaturen des Heizregisters im unteren Diagramm 208

221 Abbildung 4-107: grafische Darstellung von Vor- und Rücklauftemperaturen der Heizkreisverteilung sowie der dynamischen Heizung von RLT-Anlage 1 im oberen und der Hallenabluft- sowie Außentemperatur und der Wärmeleistung des Nacherhitzers in RLT-Anlage 1 im unteren Diagramm für Juni 2011 Ein weiterer festgestellter Mangel geringerer Priorität ist und war die Erfassung bzw. Anzeige des geförderten Luftstroms als Geschwindigkeit mit Angabe in m/s anstelle einer Angabe des Volumenstroms in m 3 /h. Wenngleich die Angabe der Luftgeschwindigkeit in m/s in Fachkreisen mittlerweile als gängige Angabe betrachtet wird, dient die Angabe des Luftvolumenstroms in m 3 /h dennoch einem besseren Verständnis und einer Erleichterung der Bewertung des Betriebsverhaltens raumlufttechnischer Anlagen. Eine nähere Untersuchung der Hallenlüftungsanlage zeigte, dass der im Zuluftkanal installierte Sensor ausschließlich die Luftgeschwindigkeit erfassen kann, weshalb in der Gebäudeleittechnik eine dementsprechende Umrechnung vorgenommen werden sollte, um die Kosten für neue Sensoren zu vermeiden. Versuche des Solar-Institut Jülich, den Volumenstrom aus den Trenddaten zur Luftgeschwindigkeit rechnerisch zu ermitteln blieben ohne Erfolg, da bei den Berechnungen teils unrealistische Werte ermittelt wurden. Ein Grund hierfür ist die Form der Luftströmung in einem Lüftungskanal mit quadratischem Querschnitt und die positionsabhängige Luftgeschwindigkeitsmessung durch die verwendeten Sensoren. Des Weiteren veränderte sich nach mehrmaligen Systemeingriffen durch die für die Gebäudeautomation zuständige Fachfirma mehrfach die Hohe der gemessenen Luftgeschwindigkeiten, was sich nicht auf ein verändertes Betriebsverhalten der Raumlufttechnik zurückführen ließ. In Ergänzung zu den Bemühungen den Luftvolumenstrom der Lüftungsanlage zu bestimmen wurde die Luftgeschwindigkeit im Bereich des Außenlufteinlasses von RLT-Anlage 1 bei einem Vor-Ort-Termin am unter Verwendung eines Testo 435 Temperatur-/ Strömungsmessgerätes mit Hitzdraht-Anemometersonde gemessen. Nach Auswertung der, bis zum damaligen Zeitpunkt ausgewerteten, Trenddaten lag die Höhe der Luftgeschwindigkeit des Zuluft-Volumenstroms in einem Bereich von ca. 12 bis 17 m/s. In Anbetracht der quadratischen Querschnittsfläche im Bereich des Luftstrom-Messwertgebers von 0,24 m 2 (800 x 300 m) und eines mittleren Luftstroms von 14,5 m/s resultierte hieraus 209

222 ein Zuluft-Volumenstrom von ca m 3 /h, welcher mehr als das Zweifache des projektierten Volumenstroms in Höhe von m 3 /h darstellt. Die durchgeführte Referenzmessung im Bereich der Ansaugöffnung des Außenluftkanals ergab einen Mittelwert des Luftstroms von 5,5 m/s. Unter Einbeziehung der Größe des betreffenden Lüftungskanals mit ungefähr 500 mm Innendurchmesser ergibt sich ein Volumenstrom von m 3 /h (Abbildung 4-108). Abbildung 4-108: Ansaugöffnung des Außenluftkanals von RLT-Anlage 1 ( / ca. 11:30 Uhr) Wie bereits angesprochen und aus Abbildung ersichtlich, wurde die Lüftungsanlage der Dreifeldhalle (RLT-Anlage 1) im Dauerbetrieb mit einer durchgängig hohen Luftfördermenge betrieben, was auf eine ungünstige Parametrierung in der Gebäudeleittechnik zurückzuführen war. Neben den fehlenden Trenddaten des CO 2 - Gehaltes als Indikator der Raumluftqualität sowie einer nicht verfügbaren Funktionsbeschreibung oder fehlender Informationen zum System bzw. zu Schaltzuständen (Drehzahl der Ventilatoren, Öffnung/Schließen von Lüftungsklappen, Zustand der Luftfilter) wurde eine Systembewertung zusätzlich erschwert und die Erkennung des Fehlers verzögert. Die in der Gebäudeleittechnik hinterlegte CO 2 -abhängige und zeitgesteuerte Regelung des Zuluftvolumenstroms wurde während der Heizperiode zudem durch ständig wiederkehrende Frostwarnungen ausgehebelt, was sich in einer teilweise mehrtägigen Deaktivierung der Lüftung für Dreifeldhalle und Nebenräume äußerte (siehe Abbildung 4-109). Abbildung 4-109: Verlauf der Zuluftgeschwindigkeit in der Lüftungsanlage der Dreifeldhalle im Januar

223 Durch die übergangene Lüftungsregelung und ständig aktive Raumlufttechnik in Zeiträumen ohne bzw. mit einem geminderten Bedarf für einen hygienischen Luftwechsel wurde mehr Strom als unbedingt notwendig verbraucht. Zudem erforderte die ständig in Betrieb gehaltene Lüftungsanlage in der Heizperiode einen Mehrverbrauch an Wärme für die Nacherhitzung, um die kühle Außenluft auf das entsprechende Soll-Temperaturniveau der Zuluft anzuheben. In Verbindung mit der eingeschränkt oder vielmehr nicht funktionierenden Wärmerückgewinnung der Belüftungsanlage im Zeitraum des Monitoring wurde der Wärmeverbrauch des Nachheizregisters zusätzlich erhöht. Um die Einsparpotentiale einer bedarfsgerechten bzw. zeitgesteuerten Lüftungsregelung beim Stromverbrauch aufzuzeigen, wurde eine Variationsrechnung für den September 2011 durchgeführt, die vereinfachend einen täglichen Lüftungsbetrieb von 05:00 bis 22:00 Uhr voraussetzt. Als Referenz wurde zunächst der Stromverbrauch für die mechanischen Lüftungsanlage der Dreifeldsporthalle im September 2011 berechnet. Die hierbei ebenfalls ermittelten Strombezugskosten lagen im September 2011 bei einem Verbrauch von kwh bei 521 Euro. Wird ein geregelter Betrieb der Lüftung mit den genannten Betriebszeiten angenommen, hätte sich im September 2011 ein theoretischer Stromverbrauch der mechanischen Lüftung von kwh ergeben, was bei einem Einsparpotential von kwh eine Betriebskostenreduzierung von 126 Euro bedeutet. Abbildung 4-110: grafische Darstellung der Trenddaten von Zuluftgeschwindigkeit, Abluft- und Nebenraum-Luftfeuchte sowie des Abluft-CO 2-Gehalts für den Nach erfolgtem Programmeingriff des für die Gebäudeautomation verantwortlichen Unternehmens und einer Änderung der Sollwert-Parametrierung für die Raumluftqualität konnte ein ordnungsgemäßes Betriebsverhalten der Sporthallen-Lüftung realisiert werden, wie aus Abbildung und der Visualisierung der Trenddaten vom ersichtlich. Im Rahmen eines Zeitschaltprogrammes wurden die grundlegenden Betriebszeiten der Hallenlüftungsanlage von 08:00 bis 14:00 Uhr und von 17:00 bis 22:00 Uhr festgelegt. Darüber hinaus wird der Zuluftvolumenstrom durch eine Drehzahlregelung der Ventilatoren gesteuert, welche wiederum von der Höhe des CO 2 -Gehalts und der relativen Luftfeuchte in der Abluft abhängig ist, so dass auch bei einer zeitgesteuert inaktiven Lüftungsanlage durch 211

224 automatisiertes Einschalten eine Abfuhr der Raumlasten möglich ist. Das bedeutet, dass die Lüftungsanlage bei Überschreiten eines Abluft-CO 2 -Gehalts von 700 ppm oder einer Abluftfeuchte von 70 % entsprechend Volumenstrom geregelt gefahren oder aktiviert wird. Durch Auswertung der Trenddaten und wiederholter Beobachtung der GLT-Visualisierung wurden des Weiteren Unstimmigkeiten in der Temperaturmessung festgestellt, da die Messwerte der Temperatursensoren im Zuluftstrom der Hallenlüftungsanlage und des Ablufttemperaturfühlers nicht dem offensichtlichen Betriebszustand der Anlage entsprachen, wobei es sich um Messfehler mit teils bis zuletzt unbekannter Ursache handeln musste. Dies ist unter anderem anhand einer Momentaufnahme der GLT-Visualisierung in Abbildung zu erkennen. Hier war zu beobachten, dass die Temperatur des Sensors L1.ZU_Temp (zwischen Wärmerückgewinnung und Nacherhitzer) stets einen höheren Wert als die Temperaturanzeige des Sensors L1.ZU_Temp_hiEr (hinter Nacherhitzer) ausgab. Dieser Zustand lag dabei sowohl bei aktiver als auch inaktiver Nacherhitzung vor. Überdies zeigte insbesondere der Sensor L1.ZU_Temp_hiEr keinen relevanten Temperaturanstieg bei gleichzeitig aktivem Nacherhitzer, welcher anhand der erfassten Wärmmengen und dabei ausreichend hoher Vorlauftemperaturen im dynamischen Heizkreis nachweislich in Betrieb war. Diesbezüglich durch das Solar-Institut Jülich genannte, mögliche Ursachen für Quellen der Messfehler wie Sensorkalibrierung, Sensorposition im Luftstrom sowie eine fehlerhafte Aufschaltung bzw. Verkabelung der Sensoren oder Messwertverarbeitung in der Gebäudeleittechnik wurden bei der Mängelbeseitigung nicht berücksichtigt. Abbildung 4-111: Bildschirmansicht der GLT-Visualisierung für RLT-Anlage 1 am um 10:54 Uhr In Ergänzung des auf den Trenddaten der Gebäudeleittechnik basierenden Monitorings der Dreifeldsporthalle in Dormagen wurden am im Zeitraum von ca. 10:00 bis 12:00 Uhr im Rahmen einiger Referenzmessungen auch der Außenluft- und Zulufttemperaturfühler (zwischen Wärmerückgewinnung und Nacherhitzung) durch Eintauchen in ein Eiswasserbad überprüft. Im Ergebnis zeigten sowohl der Außenluft- als auch der Zulufttemperaturfühler einen Offset von 2,0 K. Eine weiterhin beabsichtigte Funktionskontrolle des Zulufttemperatursensors hinter dem Nacherhitzer konnte nicht durchgeführt werden, da dieser in keinem der verfügbaren Anlagenschemata verzeichnet war und bei der Ort-Begehung trotz intensiver Suche nicht gefunden werden konnte. Nachfragen bei der für die Gebäudeautomation zuständigen Fachfirma bezüglich der 212

225 Informationsweitergabe zur Position des Zulufttemperaturfühlers blieben Ergebnislos, so dass keine weitergehende Überprüfung erfolgen konnte. Die durchgeführte Sensorenüberprüfung schien jedoch die Funktionsfähigkeit der kontrollierten Temperaturfühler in begrenztem Maße zu bestätigen, weshalb eine fehlerhafte Messung durch den Temperaturfühler hinter der Nacherhitzung wahrscheinlich ist. Des Weiteren entsprach die Ablufttemperatur, gemessen durch einen kombinierten Feuchte-/ Temperaturfühler im Abluftkanal, mit nur wenigen Kelvin Unterschied im Wesentlichen der Außenlufttemperatur, womit die Trenddaten der Ablufttemperatur in hohem Maße von den Erwartungen abwichen. Ausgehend von der Hallenabluft- sowie dem Mittelwert der Nebenraumtemperaturen wäre ein Temperaturprofil mit einem Verlauf über 20 C zu erwarten gewesen, da der Hauptanteil des Abluftstroms aus den Nebenräumen mit ganzjährig hohen Sollwert-Temperaturen entnommen wird. Wie aus Abbildung hervorgeht, folgten Höhe und Verlauf der Ablufttemperatur größtenteils der Außentemperaturkurve, wobei hierbei kein konstanter Verlauf erkennbar war. Zeitweise lag die Ablufttemperatur sogar oberhalb der Außentemperatur. Abbildung 4-112: Vergleich der Ablufttemperatur mit der Hallenabluft-, Nebenraum- sowie Aussentemperatur im September 2011 Ausgehend von der Lage des Abluftkanals (siehe Abbildung 4-113) außerhalb der thermischen Gebäudehülle wurde, unter Berücksichtigung der Möglichkeit einer fehlerbehafteten Ablufttemperaturmessung, in einem ersten Ansatz vermutet, dass sich der Abluftvolumenstrom abhängig von der Wärmedämmung des Lüftungskanals entweder sehr stark abgekühlt hätte oder aber eine Leckage im Abluftkanal vorhanden war, wodurch Außenluft durch den Lüftungskanal angesaugt worden wäre. In einer theoretischen Berechnung zur Veränderung der, im Abluftkanal strömenden, Ablufttemperatur in Abhängigkeit von Parametern, wie der Dämmstärke des Lüftungskanals oder Außen- und Nebenraumtemperaturen, wurde nachgewiesen, dass sich die Ablufttemperatur über die Länge des Lüftungskanals nur um wenige Kelvin hätte verändern dürfen. Weitere Berechnung zum absoluten Wassergehalt im Gesamtabluftstrom sowie in den Abluftvolumenströmen der Nebenräume basierend auf den bereitgestellten Trenddaten erbrachte keine schlüssigen Aussagen zum genannten Problem. 213

226 Abbildung 4-113: Foto der Luftkanalverlegung auf dem Dach des Sporthallenanbaus ( ) Bei der am stattfindenden Überprüfung wurde ebenfalls auch der kombinierte Feucht-/ Temperaturfühler im Abluftstrom getestet, welcher dabei beschädigt, jedoch wenig später durch ein baugleiches Modell desselben Herstellers ersetzt wurde. Eine nähere Prüfung der herstellerseitigen Datenblätter zeigte hierbei, dass die Einbauposition des kombinierten Fühlers im Abluftstrom nicht den Herstellervorgaben entsprach. Eine den Montagevorgaben des Herstellers entsprechende Installation des kombinierten Feuchte-/ Temperaturfühlers im Abluftkanal wurde seitens des Solar-Instituts Jülich empfohlen, was jedoch zunächst durch die verantwortliche Fachfirma mit Verweis auf fehlende Relevanz zurückgewiesen wurde. In anschließend durchgeführten Referenzmessungen mittels eines autonomen Datenloggers für CO 2, Temperatur und Feuchte konnten fehlerhafte Messungen bewiesen werden. Nach einem Projekttreffen unter Teilnahme wichtiger Projektbeteiligter am wurden im Rahmen der Mängelbeseitigung durch die betreffende Firma im Gewerk der Gebäudeautomation die Positionen sowohl des CO 2 -Sensors als auch des kombinierten Kanal-Feuchte-Temperaturfühlers im Abluftkanal, den Empfehlungen des SIJ entsprechend, versetzt. Durch eine wiederholte Messung der Ablufttemperatur und dem Vergleich mit den Trenddaten aus der Gebäudeleittechnik konnten letztlich eine Leckage im Abluftkanal ausgeschlossen und eine fehlerhafte Messung der Ablufttemperatur nachgewiesen werden (siehe Abbildung 4-114). Abbildung 4-114: Vergleich von Trenddaten (ablufttemp_trend) und Referenzmessungen (abluftemp_ref) der Ablufttemperatur für den Zeitraum vom bis

227 Infolge der fehlerhaften Ablufttemperaturmessung konnten weder die Funktion noch die Energieeffizienz der regenerativen Wärmerückgewinnung beurteilt werden. Zudem offenbarte sich bei dem am durchgeführten Projekttreffen ein Defekt an der Antriebseinheit des Wärmerückgewinnungsrotors, wobei hier der Motor bei der Installation des Kompaktlüftungsgerätes fehlerhaft eingebaut wurde und somit der Antriebsriemen immer wieder von der Antriebswelle sprang (siehe Abbildung 4-115). Diesbezüglich ist aber nicht bekannt wie lange sich die fehlerhafte Montage des Antriebsmotos bereits negativ auf den Betrieb der Wärmerückgewinnung auswirkte. Zum einen waren die Trenddaten hinsichtlich der Temperaturmessung nicht aussagekräftig genug, um anhand dessen oder dem Anlagenschema der GLT-Visualisierung ausreichende Rückschlüsse auf einen Defekt zu ziehen. Und andererseits waren keine Wartungsprotokolle über etwaige Arbeiten an der Lüftungstechnik bekannt. Einzig hin und wieder auftretende Warnmeldungen durch die Gebäudeleittechnik wiesen auf eine Fehlfunktion der Wärmerückgewinnung hin. Diese waren ohne Kenntnis der Bedeutung von Fehlercodes im Detail jedoch nur schwer zu deuten und wurden auch auf Nachfrage nicht näher erläutert. In Anbetracht des hohen Wärmeverbrauchs durch das Nachheizregister muss aber von einer längerfristigen und teils durchgängigen Fehlfunktion ausgegangen werden. Der hier zugrunde gelegte Wärmeverbrauch basiert auf den im Rahmen der Trenddatenaufzeichnung integrierten Wärmemengenerfassungen für die jeweiligen Heizkreise, die während des Monitoring ausgewertet wurden. Nach Feststellung des Defekts wurde die Wärmerückgewinnung dauerhaft bis zur Instandsetzung des Mangels außer Betrieb gesetzt. Eine Reparatur fand bis zum Abschluss des Monitorings nicht mehr statt. Abbildung 4-115: Kompaktlüftungsgerät der Lüftungsanlage für die Dreifeldhalle mit integriertem Wärmerückgewinnungsrotor (links) und Antriebseinheit der Wärmerückgewinnung (rechts) Um die theoretisch realisierbaren Energieeinsparpotentiale der Wärmerückgewinnung einschätzen zu können und eine Vergleichsgrundlage zu schaffen, wurden für den Dezember 2011 der Wärmeverbrauch des Nacherhitzers anhand der verfügbaren Trenddaten ermittelt und die diesbezüglichen Heizkosten für den Fernwärmebedarf abgeschätzt. Der Wärmeverbrauch der Hallenlüftungsanlage für die Zulufterwärmung betrug demnach im Dezember kwh und belastete die Haushaltskasse der Stadt Dormagen mit Euro. In der vereinfachten Referenzrechnung wurde für die Wärmerückgewinnung ein Rückgewinnungsgrad von 75 % angenommen. Die Ablufttemperatur der Gebäudelüftung wurde basierend auf Solltemperaturen von 18 C bzw. 22 C für die Dreifachhalle bzw. die Nebenräume berechnet, wobei entsprechend der Verlegung des Abluftkanals außerhalb der thermischen Gebäudehülle ein Temperaturabfall von ca. 2 K einkalkuliert wurde. Die nach den genannten Voraussetzungen ermittelte Wärmerückgewinnung hätte im Dezember 2011 bei voller Funktionsfähigkeit des Wärmerückgewinnungsrotors theoretisch kwh betragen können. Die dabei durch den 215

228 dynamischen Heizkreis der Nacherhitzung bereitzustellende Heizwärme, um die Zuluft auf einen Sollwert-Temperaturniveau von 18 C anzuheben, wäre mit funktionierender Wärmerückgewinnung auf einen Betrag von kwh gesunken. Die sich hieraus ergebenden Einsparpotentiale lagen im Dezember 2011 rein rechnerisch bei kwh, wobei Heizkosten in Höhe von 913 Euro hätten eingespart werden können. Während der Heizperiode 2011/2012 waren wiederholt Störmeldungen zu verzeichnen, die sich wie bereits erwähnt in Form von Frostwarnungen mit erheblichem Einfluss auf die Regelung der raumlufttechnischen Anlage der Dreifachhalle auswirkten. Die Warnungen dienen dabei in erster Linie dem Frostschutz der Nachheizregister indem diese bei Auslösung der Störmeldung stetig durch die dynamischen Heizkreise mit Wärme versorgt und so ein Einfrieren der Leitungen sowie nachfolgende Schäden vermieden werden. In letzter Konsequenz führte diese eigentlich nützliche Funktion aufgrund einer fehlerhaften Programmierung in der Gebäudeleittechnik zu einem Totalausfall der gesamten Raumlufttechnik. Infolge dessen wurde die mechanische Belüftungsanlage der Dreifachhalle bzw. deren Ventilatoren so lange deaktiviert, bis die Störmeldung durch Personen mit entsprechender Schaltberechtigung quittiert und deaktiviert wurde. Wie die Auswertung der Trenddaten zeigte, kam es hierdurch mehrfach zu automatischen und jeweils mehrere Tage andauernden Abschaltungen der Raumlufttechnik der Dreifeldsporthalle und der Nebenräume. Wenngleich die Funktion der Frostwarnungen im Hinblick auf den Schutz der Anlagentechnik prinzipiell zu befürworten ist, unterbindet der fehlende Luftwechsel die notwendige Abfuhr der Raumlasten aus der Dreifachhalle und den Nebenräumen. Dabei ist der Luftaustausch gerade für Nebenräume bzw. der Wasch-und Duschräumen von großer Bedeutung, um eine ausreichende Feuchteabfuhr zu gewährleisten und somit die Problematik der Schimmelbildung zu unterbinden. Der Vorschlag seitens des Solar-Institut Jülich, die diesbezügliche GLT-Programmierung zu verändern und so einen weiter funktionierenden Betrieb der Raumlufttechnik zu ermöglichen, wurde bis zur Beendigung dieses Projektes nicht von der Fachfirma umgesetzt. Unter Berücksichtigung der vorhergehenden Betrachtungen konnte anhand der verfügbaren Trenddaten, abgesehen von der Anfangszeit des Monitoring, kein Mangel im Betrieb des Nacherhitzers der zur Dreifachhalle gehörenden Raumlufttechnik ermittelt werden. Allerdings war eine hinreichend genaue Bewertung und Optimierung des Betriebsverhaltens nicht durchführbar, da durch die ineffiziente Regelung der Raumlufttechnik und die defekte Wärmerückgewinnung ein Betrieb der Nacherhitzung zwar unnötig forciert jedoch angesichts der Randbedingungen einer mit Fehlern arbeitenden Lüftung angemessen geregelt wurde. Zu Beginn des Monitoring wurde ein Betrieb der Zuluft-Nacherhitzung registriert, welcher aus einer fehlerhaften Regelstrategie zum dazugehörigen dynamischen Heizkreis resultierte. Infolge dessen war die Nacherhitzung ebenso wie die gesamte Raumlufttechnik mit der Folge eines hohen Wärmeverbrauchs ununterbrochen in Betrieb. Nach einem Vor-Ort- Termin am mit einem Techniker der verantwortlichen Fachfirma wurde der Mangel sicher behoben. Raumlufttechnische Anlage der Nebenräume (RLT-Anlage 1a inklusive dynamische Heizung) Da die mechanische Lüftungsanlage der Nebenräume die Hallenabluft nutzt, ist deren Betrieb eng mit der Funktion der Sporthallenlüftung verknüpft, was zum einen die 216

229 Volumenstrom- und zum anderen die Zulufttemperaturregelung betrifft. Aufgrund dieser regelungstechnischen Kopplung und den zuvor beschriebenen Problemen der Hallenzuluftregelung konnte auch die Zuluft für die Nebenräume lange Zeit nicht energieeffizient gesteuert werden (siehe Abbildung 4-116). Der sich hieraus ergebende teils ununterbrochene bzw. ungeregelte Betrieb verursachte ebenfalls einen vermeidbaren Mehrverbrauch an elektrischer Energie. Abbildung 4-116: zeitlicher Verlauf der aufgezeichneten Systemtemperaturen (Oben), der Zuluftgeschwindigkeit (Mitte) sowie der Außen- bzw. Hallenablufttemperatur und der bezogenen Wärmeleistung von Nacherhitzer 1 der Nebenraum-Lüftungsanlage Zeitraum vom bis In der Anfangsphase des Monitoring offenkundige Fehler betrafen wiederum die Visualisierung und auch die Programmierung der Gebäudeleittechnik. So stimmte das Schema der Zuluftverteilung im Detail nicht mit der realen Anlagenkonfiguration überein und auch die Anzeige des Luftvolumenstroms mit m/s anstelle von m³/h entsprach nicht der Forderung des Auftraggebers. Da ein Sensor zur Luftgeschwindigkeitsmessung im Lüftungskanal mit quadratischem Querschnitt installiert wurde, war eine Volumenstromerfassung in m³/h im Nachhinein nicht ohne Mehrkosten realisierbar und wurde daher nicht umgesetzt. Hinsichtlich der Verlässlichkeit der erfassten Zuluftgeschwindigkeit waren immer wieder extreme Schwankungen im Messbereich zu verzeichnen, welcher sich zwischen 3 m/s und unrealistisch hohen Werten von mehr als 20 m/s bewegte. 217

230 Zudem waren die Sollwerte der Zulufttemperatur, als wesentliche Parameter der Heizkreisregelung für die Nacherhitzung, zu hoch eingestellt, so dass die dynamische Heizung der Zulufterwärmung für die Nebenräume ohne realen Nachheizbedarf in Betrieb war. Dies ist beispielhaft anhand der vorangestellten Abbildung und den dargestellten Temperaturverläufen aus dem Juni 2011 nachvollziehbar, wobei sich die Darstellung auf die Betrachtung des ersten Nachheizregisters beschränkt. Das erste Nachheizregister ist unmittelbar hinter der Hallenabluftansaugung installiert und soll die Hallenabluft bei Bedarf auf ein Solltemperaturniveau für die Zuluft der Umkleideräume von 20 C anheben. Wie aber bereits angesprochen, überschritt die Hallentemperatur bisher ununterbrochen die gesetzten Sollwerte, so dass im Zeitraum des Monitoring keine Notwendigkeit einer weiteren Lufterwärmung bestand. Als Folge der Fehlprogrammierung wurde die Hallenabluft durch das erste Nachheizregister (Zuluft-Temp.hiEr) dauerhaft auf über 30 C und im Maximum auf über 40 C erwärmt. Der genannte Fehler betraf letztlich auch die Nacherhitzer 2 und 3, wodurch die Zuluft für die Wasch- und Duschräume teilweise auf über 50 C angehoben wurde. Nach einem Vor-Termin mit der zuständigen Fachfirma am wurden die aufgedeckten Mängel zunächst nur unzureichend beseitigt, da zwar die Regelung das erste Nachheizregister betreffend zeitnah angepasst, jedoch die Zulufttemperatur für die Waschund Duschräume mit zeitweise bis zu 55 C weiterhin auf zu hohe Werte geregelt und dieser Mangel erst nach einem weiteren Treffen im Frühjahr 2012 endgültig behoben wurde. Zwecks Überprüfung der Temperaturfühler und Bewertung möglicher Messabweichungen wurden zwei Sensoren aus der raumlufttechnischen Anlage der Nebenräume im Rahmen einer Orts-Begehung am mittels Eintauchens in mit exakt 0 C temperiertes Wasserbad kontrolliert. Die hierbei überprüften Trenddaten der Fühler zur Messung der Hallenabluft- sowie der Zulufttemperatur hinter dem ersten Nacherhitzer zeigten einen Offset von 2,0 bzw. 1,7 K im Vergleich zum Referenzmesswert. Weitere Temperaturfühler wurden nicht in die Messung einbezogen, da die Positionen der Sensoren in den verfügbaren Unterlagen nicht verzeichnet oder die entsprechenden Stellen nur schwer zugänglich waren. Weiterhin wurde bei dem Termin am die Lüftungstechnik auf dem Dach des Anbaus einer Sichtprüfung unterzogen. Dabei wurde festgestellt, dass der Zuluftkanal zur Versorgung der, im Westen des Gebäudes und mit größerer Entfernung zur Lüftungseinheit liegenden, Wasch-/Duschräume außerhalb der thermischen Gebäudehülle, auf dem Dach der Nebenräume verlegt wurde, wie in Abbildung zu erkennen. Aufgrund dessen ist abhängig von der Stärke der Kanalwärmedämmung ein entsprechender Wärmeverlust des Zuluftstroms anzunehmen. Weshalb im Zuge der durchgeführten Referenzmessung kurzzeitig die Zulufttemperaturen an den Auslässen in zwei Umkleide- bzw. Waschräumen an den gegenüberliegenden Seiten des Sporthallenanbaus gemessen und verglichen wurden. Im Ergebnis dieser Messung wiesen die Zuluftemperaturen der Umkleideräume, deren Zuluftkanäle innerhalb der thermischen Gebäudehülle verlegt wurden, geringfügig voneinander abweichende Werte auf (Umkleide 2: 23,3 C / Umkleide 5: 21,0 C). Dagegen war die Zulufttemperatur in Waschraum 2 (in unmittelbarer Nähe zu RLT-Anlage 1a) mit ca. 37,6 C deutlich höher als die Zulufttemperatur in Waschraum 5 (hinter Kraftsportraum) mit ca C. 218

231 Abbildung 4-117: Zuluftkanal auf dem Dach des Sporthallenanbaus / Nebenräume (Foto aufgenommen am ) Wie bereits im vorgehenden Abschnitt zur Lüftungsanlage der Dreifeldhalle angesprochen, verursachten die während der Heizperiode 2011/2012 aufgetretenen Frostwarnungen zahlreiche Ausfälle der Lüftungstechnik mit jeweils mehrtägiger Dauer. Die regelungstechnische Verknüpfung der raumlufttechnischen Anlagen von Dreifeldhalle und Nebenräumen führte als unmittelbare Folge auch zu einer mangelhaften Lüftung der Nebenräume und damit einer nur begrenzten Abfuhr der Raumlasten. Entsprechend der ursprünglich geplanten und zu Beginn nur mangelhaft umgesetzten Regelstrategie sollte die Raumlufttechnik von Dreifeldhalle und Nebenräumen nach einem festgelegten Zeitschema in Betrieb gehen, wobei die Intensität der Lüftung durch die Höhe der Raumluftfeuchte in den Waschräumen und des Abluft-CO 2 -Gehaltes geregelt werden sollte. Die relative Luftfeuchte wird hierbei in den Waschräumen der jeweils sechs Umkleideräume durch kombinierte Raumtemperatur- und Luftfeuchtefühler in Aufputzmontage gemessen. Die diesbezügliche Auswertung der Trenddaten belegte während der frostschutzbedingten Lüftungsanlagenausfälle einen hohen Anstieg der relativen Luftfeuchte in unterschiedlichen Waschräumen, der regelmäßig in den Abendstunden nach Ende der Sporthallennutzung auftritt. Der Luftfeuchteanstieg trat nach entsprechender Recherche infolge des Duschens der Sportler nach erfolgtem Vereinstraining in der Zeit zwischen 21:30 und 22:30 Uhr auf. Die nachfolgende Abbildung veranschaulicht grafisch die zuvor beschriebenen zusammenhänge anhand der im Februar 2012 erfassten Trenddaten zur Raumluftfeuchte. Der vom bis aufgetretene frostschutzbedingte Ausfall der Lüftungstechnik war hierbei unter anderem am zeitlichen Verlauf der jeweiligen Raumluftfeuchte mit hohen Ausschlägen zu erkennen. Nach erfolgtem Wiedereinschalten der Raumlufttechnik, wie nach dem war jedes Mal eine Normalisierung in der Entwicklung des Raumklimas und eine deutlich verbesserte Abfuhr der Feuchtelast festzustellen. Die diesbezüglichen Bedenken zur Problematik des Feuchtestaus in den Nebenräumen während anstehender Frostwarnungen und der damit verbundenen Gefahr der Schimmelpilzentstehung wurden der verantwortlichen Firma seitens der Stadt Dormagen und des Solar-Institut Jülich mitgeteilt. Eine Veränderung der GLT-Programmierung konnte jedoch bisher nicht überprüft oder nachgewiesen werden. 219

232 Abbildung 4-118: zeitlicher Verlauf der relativen Raunluftfeuchte der 6 Nebenräume und der Abluftfeuchte der Sporthallenlüftung im Februar 2012 Raumlufttechnische Anlage des Kraftsportraumes (RLT-Anlage 2 inklusive dynamische Heizung) Das Betriebsverhalten der raumlufttechnischen Anlage des Kraftsportraumes krankte zum Teil an denselben Mängeln, die bereits bei der Bewertung der Lüftungsanlagen von Dreifeldhalle und Nebenräumen offensichtlich wurden. Neben der Temperaturmessung betraf dies unter anderem auch die Erfassung von Zuluft-Volumenstrom bzw. geschwindigkeit. Hier wurde wieder ein Luftgeschwindigkeitssensor installiert, dessen Messsignal mittels Einheitenumrechnung in der Gebäudeleittechnik die Anzeige des Zuluftvolumenstromes in m³/h ermöglichen sollte. Jedoch schwankten auch hier die Luftgeschwindigkeitsmessungen in einem Messbereich von 4,5 m/s bis hin zu 25 m/s, wobei sich das aus den Trenddaten abgeleitete Profil der erfassten Zuluftgeschwindigkeit mehrfach und ohne erkennbaren Grund veränderte (siehe Abbildung 4-119). Ausgehend vom verwendeten Lüftungskanal der Größe DN 300 entsprach der Bereich des erfassten Messsignals des Geschwindigkeitssensors einem Volumenstrom von m 3 /h bis m 3 /h. Gemäß den zur Verfügung stehenden Planungsunterlagen war die Raumlufttechnik des Kraftsportraumes auf einen Volumenstrom von m 3 /h ausgelegt, wodurch Zweifel hinsichtlich der Messgenauigkeit des eingesetzten Fühlers oder der Programmierung der Gebäudeleittechnik aufkamen. Seit einem im Mai 2012 behobenen Schaden am Nachheizregister wird die Belüftungsanlage des Kraftsportraumes, entsprechend der ausgewerteten Trenddaten, nunmehr mit einem Zuluftstrom von 8 m/s bzw m 3 /h und immer wiederkehrenden Spitzen von bis zu 25 m/s betrieben. Die sich aus den widersprüchlichen Trenddaten des Sensors ergebenden Fragestellungen zur Messgenauigkeit und GLT-Programmierung konnten nicht abschließend geklärt werden, da keine Trenddaten zum unmittelbaren Betrieb der mittels Frequenzumrichter drehzahlgeregelten Ventilatoren verfügbar waren und eine Referenzmessungen nur unzureichende Ergebnisse lieferte. 220

233 Abbildung 4-119: Entwicklung der erfassten Zuluftgeschwindigkeit in der Belüftungsanlage des Kraftsportraumes im Oktober 2011 Auch das Zeitschaltprogramm der Volumenstromregelung funktionierte nicht ohne mehrfache Störungen oder Unterbrechungen. In der Anfangsphase des Monitoring im Juni 2011 war anhand der Trenddaten keine Volumenstromregelung erkennbar. Bei der diesbezüglichen Beobachtung der GLT-Visualisierung fiel auf, dass die Ventilatoren der mechanischen Lüftung im Kraftsportraum zeitweise trotz geschlossener Zu- und Abluftklappen mit 50-prozentiger Leistung betrieben wurden. Nach erfolgtem Hinweis durch das Solar-Institut Jülich wurde der Fehler von der verantwortlichen Fachfirma behoben. Im regulären Betrieb und mit aktiver Zeitschaltung wird die Lüftungsanlage des Kraftsportraumes seither von Montag bis Freitag in den jeweiligen Zeiträumen von 08:00 bis 12:00 Uhr und von 17:00 bis 22:00 Uhr betrieben. Darüber hinaus wurde keine von der Raumluftqualität oder von der Raumluftfeuchte abhängige Regelung der Lüftungsanlage vorgesehen. Mit Beginn der Heizperiode 2011/2012 waren in zunehmendem Maße Betriebsausfälle der Raumlufttechnik zu erkennen, die entsprechend dem bereits erörterten Funktionsschema der Gebäudeleittechnik auf das eingebettete Frostschutzprogramm zurückzuführen waren. Dieser wiederholte Ausfall der Raumlufttechnik mit teils mehrtägiger Dauer war dabei nicht nur im Hinblick auf die Abfuhr möglicher Raumlasten, sondern auch in Bezug auf die Aufrechterhaltung eines thermisch behaglichen Raumklimas negativ zu betrachten, da der Kraftsportraum im bestehenden Konzept allein über die Zuluft der Lüftungsanlage beheizt wird. In Folge der fehlenden Raumheizung wurden Beschwerden durch die Sporthallennutzer und den Hallenwart wegen zu geringer Rauminnentemperaturen zum Ausdruck gebracht, weshalb der Kraftsportraum in der Folgezeit ungenutzt blieb. Da jedoch der Ablufttemperaturfühler nur im Betriebszustand der Lüftungsanlage eine Aussage zur Raumtemperatur ermöglicht und kein zusätzlicher Raumtemperaturfühler installiert wurde, konnten die Beschwerden nicht überprüft werden. Die temporäre Installation eines Datenloggers zur Raumtemperaturmessung wurde erwogen, jedoch aufgrund des Publikumsverkehrs und der damit verbundenen Gefahr von Diebstahl oder Beschädigung des Messgerätes wieder verworfen. Analog zu den Lüftungsanlagen von Dreifeldhalle und Nebenräumen bedingen anstehende Frostwarnungen die Quittierung der Fehlermeldung und einen Neustart der Lüftungstechnik durch eine berechtigte Person. Wie sich aber im Rahmen des Monitoring zeigte, vergingen zwischen der Aktivierung von Störmeldungen und deren Quittierung meist mehrere Tage. Eine Änderung der Parameter zur Aktivierung der Frostwarnungen oder eine automatische Wiedereinschaltung bei ausreichend hohen Außentemperaturen, wie vom Solar-Institut 221

234 Jülich vorgeschlagen, wurden bislang nicht umgesetzt. Dementsprechend wurde und wird die gesamte Lüftungstechnik der Dreifeldsporthalle und der Nebenräume bei Unterschreiten eines Grenzwertes für die Außentemperatur von 8 C deaktiviert und die Nachheizregister durchgehend im Heizbetrieb gehalten. Dieser Zustand bleibt erhalten, auch wenn die Außentemperaturen deutlich und dauerhaft ansteigen bzw. die Lüftung ohne Nachheizbedarf inaktiv ist. Die Anlagenkomponente der Wärmerückgewinnung gab im Betrieb der Lüftungsanlage des Kraftsportraumes ebenfalls Anlass für zahlreiche wiederkehrende Störungsmeldungen, da auch hier der Antriebsriemen des Wärmerückgewinnungsrotors aufgrund eines Konstruktionsfehlers immer wieder vom Treibrad der Motorwelle rutschte. Der Motor ist, wie im Kompakt-Lüftungsgerät der Dreifeldhalle, lediglich durch einen schwachen Metallwinkel befestigt, welcher sich unter der im Betrieb herrschenden mechanischen Last verformt und damit die Lage des Motors bzw. der Führungsrolle verändert. Aufgrund der dadurch bedingten Stillstandzeiten der Wärmerückgewinnung ließen sich nur wenige Perioden für eine diesbezügliche energetische Bewertung auf Grundlage der verfügbaren Trenddaten auswerten. Abbildung 4-120: anhand der verfügbaren Trenddaten rechnerisch ermittelter Verlauf für Rückwärmezahl und Volumenstrom im Zeitraum vom bis Die Untersuchung des erzielten Wärmerückgewinnungsgrades wurde beispielsweise für den Anlagenbetrieb vom bis durchgeführt. Im Ergebnis konnte, wie anhand von Abbildung ersichtlich, im Zeitraum vom bis rein rechnerisch eine Rückwärmzahl von ca. 0,8 ermittelt werden. Die Berechnung der Rückwärmzahl basierte dabei allein auf der Einbeziehung der durch die Gebäudeleittechnik erfassten Zuluft-, Abluft- und Außentemperaturen, da im Rahmen der Gebäudeautomation keine, den Kraftsportraum betreffende, Luftfeuchtemessung vorgesehen war und somit eine Betrachtung der jeweiligen Enthalpien entfallen musste. Im restlichen Betrieb der Lüftungsanlage innerhalb des betrachteten Zeitraums lagen die berechneten Werte der Rückwärmzahl in einem Bereich von 0,2 bis 0,4. Diese niedrigen Rückwärmzahlen und die gleichzeitig geringe Temperaturdifferenz zwischen Außen- und Zulufttemperatur deuteten auf einen Stillstand des Wärmerückgewinnungsrotors hin. Weitere Mängel der Belüftungstechnik des Kraftsportraumes betrafen die Lage von Außenluftansaugung und Fortluftausblasöffnung außerhalb des Gebäudes sowie die Anordnung der Zuluftauslässe und Ablufteinlässe im Kraftsportraum selbst. Die derzeitige 222

235 Anordnung der Außenluftansaugung sowie der Fortluftausblasöffnung der Raumlufttechnik auf dem Dach der Nebenräume kann sich aufgrund der räumlichen Nähe beider Öffnungen und unter ungünstigen Umgebungsbedingungen negativ auf die Frischluftversorgung des Kraftsportraumes auswirken (siehe Abbildung 4-121). Hierbei kann ein Kurzschluss zwischen beiden Luftströmen auftreten, was aus hygienischen Gesichtspunkten bedenklich ist, da die Gefahr gegeben ist, dass die Fortlauft aus dem Kraftsportraum wieder angesaugt und die verbrauchte bzw. belastete Luft durch die Lüftungsanlage wieder in den Innenraum geleitet wird. Abbildung 4-121: Anordnung von Außenluftansaugung und Fortluftausblasöffnung auf dem Dach der Nebenräume Die Anordnung der Zuluftauslässe und Ablufteinlässe der Lüftungsanlage beeinträchtigt den mit der Raumlufttechnik angestrebten Luftwechsel im Kraftsportraum. Hierbei befinden sich die Ablufteinlässe in Raummitte zwischen den in unmittelbarer Nähe installierten Zuluftauslässen (siehe Abbildung 4-122). Dadurch bestand der Verdacht, dass die dem Raum zugeführte Zuluft unmittelbar zu einem Großteil und somit ohne nutzbaren Effekt für den gesamten Raum wieder abgesaugt wird. Da der Kraftsportraum ausschließlich über die Zuluft der Lüftungsanlage beheizt wird, war absehbar, dass der Raum unter den gegebenen Bedingungen während der Heizperioden nur ungenügend beheizt wird. Bei dem am durchgeführten Projekttreffen in der Dreifeldsporthalle Dormagen wurde nach einem Hinweis vom Solar-Institut Jülich durch den Fachplaner bestätigt, dass die bauliche Ausführung der Zwischendecke sowie der Zuluftaus- und Ablufteinlässe nicht den Planungsunterlagen entspricht und damit einen groben Mangel darstellt, welcher bei der Abnahme oder Inbetriebnahme der Lüftungsanlage hätte auffallen und behoben werden müssen. Eine Änderung des Aufbaus der Zwischendecke mit entsprechend angepassten Düsen für die Zuluftauslässe und einem größeren Abstand zu den Ablufteinlässen wurde bislang nicht umgesetzt. Auch die Anordnung der Außenluftansaugung sowie der Fortluftausblasöffnung wurden bis zum Abschluss des Monitoring nicht korrigiert. 223

236 Abbildung 4-122: Zuluftauslässe (rot) und Ablufteinlässe (gelb) in der Zwischendecke des Kraftsportraumes Im Verlauf des Monitoring und der erfolgten Systembewertung zur Lüftungsanlage des Kraftsportraumes traten einige Unstimmigkeiten bezüglich der Zu- und Ablufttemperaturmessung in Erscheinung. Dies betraf unter anderem die Messung der angesaugten Außenluft, da hier zeitweise ungewöhnlich hohe Temperaturwerte auftraten, welche anhand eines Vergleichs mit anderen Trenddaten zur Außentemperatur nicht nachvollziehbar waren. Die Temperaturspitzen mit teilweise mehr als 40 C im Sommer waren jedoch nur bei abgeschalteter Lüftungsanlage und stehendem Luftstrom zu beobachten (siehe Abbildung 4-123), was zu dem Schluss führt, dass der entsprechende Temperatursensor durch die Erwärmung des außen liegenden Lüftungskanals infolge solarer Einstrahlung beeinflusst wird, denn nach einer Orts-Besichtigung konnte das Vorhandensein einer in der Nähe befindlichen Wärmequelle ausgeschlossen werden. Eine erfolgte Referenzmessung zur Überprüfung des Außenlufttemperaturfühlers im Zuluftkanal ergab im Ergebnis einen Temperatur-Offset des Sensors von 1,7 K. Der zuvor beschriebe Verlauf der Messwerte konnte durch Auswertung der Trenddaten auch für den Ablufttemperaturfühler nachgewiesen werden (siehe Abbildung 4-123). Hier wurden bei inaktiver Lüftungsanlage ebenfalls Temperaturen von bis zu 40 C beobachtet. Die Funktion des betreffenden Sensors konnte jedoch nicht durch eine Referenzmessung kontrolliert werden, da der Temperaturfühler in einer Art und Weise befestigt wurde, die dies nicht zuließ. 224

237 Abbildung 4-123: grafische Darstellung der Trenddaten der messtechnisch erfassten Systemtemperaturen und des Volumenstroms für den Weitere Anomalien wurden in Zusammenhang mit der Messung der Zulufttemperatur zwischen der regenerativen Wärmerückgewinnung und dem Nachheizregister sowie der Zulufttemperatur hinter dem Nachheizregister festgestellt. So sind in der Visualisierung der Gebäudeleittechnik jeweils eine Temperaturanzeige für die genannten Messstellen vorgesehen, jedoch wird in der Trenddatenerfassung ein weiterer Messpunkt erfasst, welcher weder in den Planungsunterlagen noch dem Regelungsschema der GLT- Visualisierung eingetragen ist. Zudem zeigen die Sensoren Zuluft-Temp.1 (zwischen Wärmerückgewinnung und Nacherhitzer) und Zuluft-Temp.hiEr (hinter Nacherhitzung) annähernd identische Verläufe der gemessenen Temperaturen, wobei der Fühler Zuluft- Temp.1 stets geringfügig höhere Temperaturwerte liefert. Desweiteren wurde im Betrieb der Lüftungsanlage des Kraftsportraumes, bei ebenfalls aktiver Nacherhitzung, keine Temperaturerhöhung des Zuluftvolumenstroms durch den Fühler Zuluft-Temp.hiEr angezeigt, was gemäß der GLT-Visualisierung zu erwarten gewesen wäre. Vielmehr zeigten die genannten Temperaturfühler ein Verhalten, welches darauf hindeutet, dass beide Fühler vor der Nacherhitzung im Kanal installiert wurden. Bestätigt wurde diese Annahme dadurch, dass die Temperaturfühler Zuluft-Temp.1 und Zuluft-Temp.hiEr ausschließlich bei inaktiver Lüftung bzw. stehendem Luftstrom sowie aktivem Nachheizregister einen relevanten Temperaturanstieg anzeigten. Vielmehr erwies die Auswertung der Trenddaten, dass der zusätzliche Temperaturfühler Zuluft-Temp.2 als der maßgebende Fühler zur Bewertung der Zulufttemperatur hinter dem Nachheizregister anzusehen ist (siehe Abbildung 4-123). Der Versuch auch die genannten Temperaturfühler im Zuluftkanal der Kraftsportraumlüftung mittels Referenzmessung zu überprüfen, um eventuelle Fehlerquellen durch nicht kalibrierte Sensoren oder einer falschen Aufschaltung der Sensoren in der Gebäudeleittechnik auszuschließen, konnte nicht durchgeführt werden. Der Grund hierfür war im nicht optimalen Einbau der Fühler zu suchen, da hierbei die äußere Kanalhülle für die Montage der Temperatursensoren zum Teil großflächig geöffnet und weiterhin bestehende Spalte anschließend mit Silikon ausgefüllt wurden (siehe Abbildung 4-124). Da die verwendeten Temperaturfühler herstellerseitig mit einem Montageflansch ausgeliefert 225

238 werden, ist diese Art der Fühlermontage nur dadurch zu erklären, dass die installierten Fühler als solches zu kurz bemessen sind, um die Temperatur in der Kanalmitte ohne Öffnung der Außenhülle zu erfassen. Dies kann jedoch nicht als dauerhafte Lösung angesehen werden. Langfristig muss an den genannten Stellen mit Leckagen in der äußeren kanalhülle und einer Beschädigung der Kanalwärmedämmung gerechnet werden. Die Empfehlung des Solar-Institut Jülich sämtliche Sensoren der Lüftungsanlage durch das zuständige Fachunternehmen überprüfen und die zweifelhafte Art der Montage ordnungsgemäß instand setzen zu lassen, wurde im Zeitraum des Monitoring nicht umgesetzt. Abbildung 4-124: Beispiel für die Installation mehrerer Temperaturfühler in den Lüftungskanälen der raumlufttechnischen Anlage des Kraftsportraumes ( ) In Anbetracht des hydraulischen Schemas der mechanischen Lüftungsanlage für den Kraftsportraum und der vorhandenen Temperaturfühler wurde im Rahmen des Monitoring davon ausgegangen, dass die Raumlufttechnik hier abhängig vom Zeitschaltprogramm nach einem definierten Sollwert der Ablufttemperatur geregelt wird. Eine diesbezügliche Funktionsbeschreibung wurde dem Solar-Institut Jülich jedoch entgegen der Vereinbarung nicht zur Verfügung gestellt, wodurch eine umfassende Bewertung des Betriebsverhaltens der Nacherhitzung daher nur bedingt möglich war. Nach Verwertung der Trenddaten ließ sich unter Berücksichtigung der beschrieben Annahme ein teilweise vollkommen ungeregelter Betrieb des Nachheizregisters nachweisen. Dies wurde auch durch eine Betrachtung unterschiedlicher Außen- oder Ablufttemperaturen im Zusammenhang mit dem Betrieb des Nachheizregisters deutlich. Dabei war festzustellen, dass die dynamische Heizung der Lüftungsanlage zeitweise bei warmen Außentemperaturen von mehr als 25 C oder bei ausreichend hohen, deutlich über dem Sollwert liegenden, Ablufttemperaturen weiterhin aktiv blieb. Andererseits war unter vergleichbaren Umständen ein plötzliches Abschalten der Nacherhitzung bzw. ein durchgehender Ausschaltzustand zu beobachten (siehe Abbildung 4-125), wodurch die Ablufttemperatur in der Heizperiode unter die Sollwertgrenze fiel. Mangels fehlender Informationen zur Regelung und anhand der verfügbaren Trenddaten waren kaum Rückschlüsse auf einen geregelten Betrieb zu schließen. Des Weiteren war im Januar 2012 trotz anstehender Frostwarnung ein Abfall der Vor- und Rücklauftemperatur im dynamischen Heizkreis des Nachheizregisters festzustellen, der aus einem Defekt am Nachheizregister resultierte. Bei näherer Inspektion des Nachheizregisters durch die für die Gebäudeautomation zuständige Firma fielen die mit elektrischer Begleitheizung jedoch ohne Wärmedämmung ausgeführten Rohre des dynamischen Heizkreises auf. Infolge des defekten Nachheizregisters wurde die mechanische Lüftung des Kraftsportraumes vollständig bis zur Instandsetzung und dem 226

239 Austausch des Nachheizregisters abgeschaltet. Das Betriebsverhalten des Nachheizregisters wies seit der Reparatur im Mai 2012 nunmehr bis zum Ende des Monitoring auch keine auffälligen Zustände mehr auf. Abbildung 4-125: grafische Darstellung der Trenddaten für die raumlufttechnische Anlage mit den Verlauf der Systemtemperaturen (oben), des Zuluftvolumenstroms (Mitte) und der Heizleistungsbedarfs des Nachheizregisters (unten) im Dezember 2011 Sporthallenbeleuchtung Die Hallenbeleuchtung der Dreifeldsporthalle wird über Bewegungsmelder aktiviert und für jedes der drei Spielfelder unabhängig geschaltet. Der bei Präsenz aktivierte Betriebszustand verharrte während der gesamten Laufzeit des Monitoring von Mai 2011 bis Juni 2012 in Wettkampfschaltung, wodurch im Betrieb anstatt eines normalen Beleuchtungsstärkeniveaus von 300 lx ein etwa doppelt so hoher Grad der Beleuchtung realisiert wurde. In diesbezüglichen Messungen wurde in einer Ebene von ca. 1,5 m Höhe eine Beleuchtungsstärke von ca. 700 lx ermittelt. In Recherchen zur Sporthallenbeleuchtung wurde deutlich, dass selbst bei den verantwortlichen Planern und beteiligten Firmen zum Teil Ungewissheiten zur Regelung und der Verkabelung der Beleuchtungsanlage bestanden. Hier war zudem unklar, ob die Regulierung des Beleuchtungsstärkeniveaus der Sporthallenbeleuchtung über eine Dimmschaltung oder durch das Ab- bzw. Zuschalten einzelner Leuchten oder Lichtbänder realisiert wurde. Im Regelbetrieb war vorgesehen, dass die Berechtigung zum Schalten der Beleuchtungsanlage auf Wettkampfniveau allein dem 227

240 Hallenwart obliegen sollte. Wie sich letztlich aber herausstellte, war das Schalttableau der Beleuchtungsanlage aufgrund defekter Elektronik-Komponenten wahrscheinlich bereits bei der Inbetriebnahme unbrauchbar, so dass eine Umschaltung zwischen verschiedenen Beleuchtungsmodi nicht möglich war. Die für die Beleuchtungsanlage zuständige Firma hat diesen Mangel innerhalb der Projektlaufzeit nicht behoben. In Anbetracht der elektrischen Leistung der Beleuchtungsanlage von ca. 25 kw bei Beleuchtung aller drei Felder der Sporthalle besteht ein Heizpotential, welches letztlich ungefähr der Heizleistung der in Dormagen installierten Deckenstrahlheizung entspricht. Das Einschalten der Sporthallenbeleuchtung durch Präsenzmelder mit einer festgelegten Dauer bis zur automatischen Abschaltung funktionierte hingegen ohne weitere Beanstandungen. Abbildung 4-126: Rasterdiagramm zum zeitlichen Verlauf des Stromverbrauchs der Sporthallenbeleuchtung im Zeitraum vom Hallen- und Raumtemperaturen Neben dem Hauptziel der Systembewertung und der Optimierung der technischen Gebäudeausrüstung hinsichtlich eines energieeffizienten Betriebsverhaltens waren auch Betrachtungen zur thermischen Behaglichkeit in der Sporthalle Gegenstand des durchzuführenden Monitoring. Eine Untersuchung der Hallentemperatur war dabei jedoch nur bedingt möglich, da zum einen aufgrund der Sporthallennutzung und den Zugangsmöglichkeiten für eine breite Öffentlichkeit etwaige Temperaturmessgeräte nicht dauerhaft installiert werden konnten. Zum anderen wurden die in der Sporthalle bzw. für jedes der drei Spielfelder installierten Raumtemperaturfühler nicht in die Trenddatenerfassung aufgenommen, wodurch keine Messdaten der Hallentemperatur im Monitoring-Zeitraum verfügbar waren. Dabei werden die Messwerte der drei Fühler bereits im Rahmen der GLT-Programmierung für die Bildung eines gemittelten Hallentemperaturwertes und zur Regelung der Hallenheizung genutzt, so dass es ohne zusätzlichen Aufwand von Seiten des für die Gebäudeautomation verantwortlichen Unternehmens möglich gewesen wäre, eine Speicherung der Messdaten zu realisieren. Letztendlich wurde der Temperaturfühler zur Erfassung der Hallenablufttemperatur im Überströmkanal der Nebenraum-Lüftungsanlage zur Bewertung der Hallentemperaturen 228

241 herangezogen, welcher jedoch nur bei aktiver Lüftung hinreichend verwertbare Messwerte lieferte. Dennoch konnte durch Auswertung der Trenddaten eine deutliche Überhitzung der Halle mit Innenraumtemperaturen bis zu über 27 C in den Sommermonaten nachgewiesen werden. In der Heizperiode wurde die Dreifeldhalle bedingt durch fehlerhafte Regelzustände der Gebäudeleittechnik mit zeitweise bis zu 26 C zudem bis weit über einen angemessenen Sollwert für die Hallentemperatur von 18 C hinaus aufgeheizt (siehe Abbildung 4-127). Hierbei stellte die Beleuchtungsanlage der Dreifeldhalle einen wesentlichen Faktor dar, da aufgrund des ungeregelten Beleuchtungsstärkeniveaus eine zusätzlich ungeregelte Wärmequelle zum Aufheizen der Sporthalle beitrug. Die natürliche Überhitzung im Sommer und die künstliche Überheizung der Halle in der Heizperiode resultierten in einer erheblichen Störung der thermischen Behaglichkeit, woraus sich unter Berücksichtigung der in der Halle stattfindenden sportlichen Aktivitäten ein für Menschen unbehagliches Raumklima entwickelte. Abbildung 4-127: grafische Darstellung der Trenddaten von Außentemperatur, Hallenablufttemperatur, gemittelter Temperatur der Nebenräume und Ablufttemperatur der Sporthallenlüftungsanlage für Dezember 2011 Zwecks Untersuchung der Hallentemperaturschichtung wurden mittels einer Wärmebildkamera VarioCAM der Firma InfraTec unter Nutzung eines Weitwinkelobjektivs (siehe Abbildung 4-128) die Oberflächentemperaturen auf einem der zwei Trennvorhänge der Dreifeldsporthalle Dormagen und zusätzlich parallel durch 2 zwei Datenlogger (Typ Testo 175-T3 mit Cu-CuNi-Thermoelementen) die Lufttemperatur in vier unterschiedlichen Hallenhöhen gemessen. Termine für die Infrarot-Thermografie des Trennvorhanges erfolgten sowohl am als auch am nach Abschluss des eigentlichen Monitoring in der Zeit zwischen 10:30 und 16:00 Uhr. Ein früherer Termin zur Durchführung der Messung war nicht realisierbar, da die Sporthalle durch Veranstaltungen des Schulsports und Vereinstrainings dauerhaft belegt und nur in der Ferienzeit für etwaige Messungen nutzbar war. Die Verwertung der Wärmebilder erfolgte unter Verwendung einer speziellen Software, 229

242 die es ermöglichte, aus den Infrarot-Thermografieaufnahmen die Oberflächentemperatur für einzelne Messpunkte zu extrahieren. Abbildung 4-128: Messaufbau zur Infrarot-Thermografie eines Trennvorhanges in der Dreifeldsporthalle in Dormagen am Wie Abbildung (Infrarot-Thermografie) und Abbildung (Lufttemperaturmessung) zu entnehmen ist, bildete sich nach dem Abschalten der mechanischen Lüftungsanlage in der Dreifeldhalle eine deutliche zu erkennende Temperaturschichtung aus, wenngleich diese über eine Höhe von 7,35 m (Höhe des Trennvorhanges) nur ca. 1 K betrug. Infolge der hochsommerlichen Wetterbedingungen der vorangegangenen Tage und einer fehlenden Nachtkühlung wies die Sporthalle hohe Innenraumtemperaturen von über 24 C mit steigender Tendenz auf, was das Überhitzungsproblem verdeutlicht. Das am vorherrschende Wetter war durchgängig durch einen wolkenfreien Himmel und hohe Außentemperaturen gekennzeichnet. Darüber hinaus war an besagtem Tag in der Sporthalle ausschließlich die Beleuchtungsanlage durchgehend aktiv und brachte einen kontinuierlichen Wärmeeintrag in das Gebäude, wobei weitere Wärmequellen ausgeschlossen werden konnten. Die Auswertung der Ergebnisse aus Infrarot-Thermografie und Temperaturmessung führt unter Berücksichtigung der am Tag der Messung vorherrschenden Bedingungen zu der Schlussfolgerung, dass in der Dreifeldsporthalle in Dormagen eine die thermische Behaglichkeit beeinträchtigende sommerliche Überhitzungsproblematik besteht. Ein die Überhitzung der Halle begünstigender Einfluss durch die Beleuchtungsanlage (Betrieb in Wettkampfschaltung) erscheint angesichts der elektrischen Leistung und damit verbundenen Wärmeabgabe als wahrscheinlich. Eine abschließende Klärung dieses Zusammenhanges erfolgt in Kombination mit der Auswertung der dynamischen Gebäudesimulation unter Kapitel

243 Abbildung 4-129: Oberflächentemperaturen des Trennvorhanges in unterschiedlichen Höhen ermittelt anhand von Messpunkten aus den Aufnahmen einer am in der Dreifeldsporthalle Dormagen durchgeführten Infrarot-Thermografie Abbildung 4-130: gemessene Hallentemperaturen am Im Vorfeld einer Umsetzung der ersten Optimierungsvorschläge zu Beginn des Monitoring war im Juni 2011 mit zeitweise ca. 33 C Raumtemperatur eine erhebliche Überhitzung der Nebenräume festzustellen. Nach erfolgten Eingriffen in die Programmierung der Gebäudeleittechnik und einer Reduzierung des Heizbetriebes der Nebenraumheizung sowie der Nachheizregister der Lüftungsanlage verringerte sich die Raumtemperatur der Nebenräume deutlich, wobei im Sommer noch immer eine Überhitzung der Nebenräume mit Raumtemperaturen von bis zu 27 C zu verzeichnen war. In der begleiteten Heizperiode 2011/2012 blieben die Raumtemperaturen der Nebenräume mit wenigen Ausnahmen im Bereich der vorgegebenen Sollwerte. Ein starker Abfall der Raumtemperatur war diesbezüglich ausschließlich in Nebenraum 6, mit einem flächenmäßig größeren Anteil an Außenbauteilen (Außenwände), und einer gleichzeitig inaktiven Lüftungsanlage zu verzeichnen. 231

244 Energiebilanz Durch das Gebäudeautomationssystem der Dreifeldsporthalle Dormagen werden kontinuierlich sowohl der Wärme- als auch der Stromverbrauch einzelner Systemabschnitte der technischen Gebäudeausrüstung über entsprechende Messwerke aufgezeichnet und zwecks späterer Auswertung zwischengespeichert. Die diesbezügliche Trenddatenaufzeichnung der Wärmeverbrauchsmengen umfasst unter anderem die statischen Heizkreise von Dreifeldhalle, Mensatrakt bzw. Gebäudebestand und Nebenräumen, wobei keine Differenzierung für einzelne Räume oder für Teilbereiche dieser Systemabschnitte möglich ist. Im Bereich der Raumlufttechnik wird für jedes Nachheizregister der individuelle Wärmebrauch erfasst. In der Wärmemengenerfassung ist überdies auch die Warmwasserbereitung inbegriffen. Der Stromverbrauch der Sporthallenbeleuchtung, des Heizungssystems, der Raumlufttechnik und der Nebenräume wird über Stromzähler erfasst. Eine differenzierte Messung des Energieverbrauchs für einzelne elektrische Verbraucherkreise war auch hier nicht möglich. Die Verwertung der somit verfügbaren Trenddaten zu den wichtigsten Energieströmen des Gebäudes ermöglichte die eingehende energetische Bewertung wesentlicher Bestandteile der technischen Gebäudeausrüstung sowie die Identifizierung von Mängeln. Neben den Trenddaten zu wichtigen Betriebsparametern der Gebäudetechnik wiesen beispielsweise die Wärmeströme der Zuluft-Nachheizregister der Lüftungstechnik von Sporthalle und Nebenräumen mit einem abnorm hohen Wärmeverbrauch auf einen Mangel der Regelung hin (siehe Abbildung und Abbildung 4-132). Der Wärmeverbrauch des Zuluft-Nachheizregisters in der Lüftungsanlage der Sporthalle wurde daraufhin durch eine Änderung der Regelungsprogrammierung um ca. 39 % reduziert. Nach weiteren optimierenden Systemeingriffen im Juli 2011 konnte der Wärmeverbrauch des Nachheizregisters zur Erwärmung der Hallenabluft im Zuluftstrom der Nebenraumlüftungsanlage aufgrund der hohen Hallentemperaturen sogar bis auf annähernd Null zurückgefahren werden, was einer 100 prozentigen Energieeinsparung entspricht. Weitere Energieeinsparmöglichkeiten konnten in der Regelung der statischen Heizkreise durch eine Anpassung der Heizkurven identifiziert werden. Die Wärmerückgewinnungssysteme als wichtiges Element der raumlufttechnischen Anlagen zur Energieeinsparung fielen fehlerbedingt häufig und für längere Zeiträume aus, was sich durch einen erhöhten Wärmebedarf der Nachheizregister in der begleiteten Heizperiode manifestierte. Im Gegensatz zu den Heizkreisen wurde in Bezug auf die Warmwasserbereitung mit durchschnittlich ca. 659 kwh/mon im ersten Betriebsjahr weitaus weniger Fernwärme benötigt als mit ca kwh/mon ursprünglich veranschlagt. 232

245 Abbildung 4-131: im Zeitraum von Mai 2011 bis Juni 2012 erfasster Endenergieverbrauch für den Betrieb der Warmwasserbereitung und der statischen sowie dynamischen Heizkreise Abbildung 4-132: nach Systemabschnitten differenzierter Fernwärme-Endenergieverbrauch der Dreifeldsporthalle Dormagen während im Zeitraum von Mai 2011 bis Juni 2012 Die in der Heizperiode festgestellte Überhitzung der Halle konnte, wie bereits angesprochen, auf eine mangelhafte Regelung des statischen Heizkreises für die Deckenstrahlheizung sowie die stetig auf Wettkampfniveau geschaltete Beleuchtungsanlage zurückgeführt werden. Der Energieeinspareffekt der Ende Februar 2012 realisierten und von der Hallentemperatur abhängigen, Zwangsabschaltung der Deckenstrahlheizung betrug ca. 99,9 %. Dieser prozentuale Wert wurde anhand des Wärmeverbrauchs der statischen Hallenheizung im März 2012 (mittlere Außentemperatur: 9,7 C) von ca. 7 kwh im Vergleich zu den Monaten Oktober 2011 (mittlere Außentemperatur: 12,4 C / Wärmeverbrauch stat. Hallenheizung: kwh) und November 2011 (mittlere Außentemperatur: 8,6 C / Wärmeverbrauch stat. Hallenheizung: kwh) ermittelt. Aufgrund des Ausfalls der Lüftungsanlagen von Dreifeldhalle und Nebenräumen, bedingt durch die damals anstehenden Frostwarnungen, war der Wärmeverbrauch der statischen Heizung der Nebenräume im März und April 2012 höher als in den Monaten mit vergleichbaren 233

246 Wetterbedingungen Oktober und November Hierdurch relativierten sich die Einspareffekte im Bereich der statischen Heizungen, die mit dem hallentemperaturabhängigen Zwangsabschalten der Deckenstrahlheizung erreicht wurden. Der Heizwärmeverbrauch der Dreifeldsporthalle Dormagen betrug im Zeitraum von Mai 2011 bis Juni 2012 ca. 197,5 MWh/a. Bezogen auf die Nettogrundfläche des gesamten Gebäudes von m² lag der spezifische Endenergiekennwert für Heizwärme im gleichen Zeitraum bei 65 kwh/(m² a). Im Vergleich hierzu betrug der witterungsbereinigte Heizwärmebedarf der Dreifeldsporthalle Dormagen aus den Jahren vor der Sanierung im Mittel ca. 360,7 MWh/a, was einem Endenergiekennwert von 118,7 kwh/(m² a) entspricht. In Anbetracht der aufgeführten Energiekennwerte kann die durchgeführte Sanierung bereits als Erfolg gewertet werden, wobei die bislang realisierten Einspareffekte zu einem Großteil auf die energetisch optimierte Gebäudehülle zurückzuführen sind. Unter Berücksichtigung der bisher umgesetzten Optimierungsvorschläge für die Gebäudetechnik und -automation ist im anschließend folgenden Betriebsjahr mit einer weiteren Reduzierung des Heizwärmebedarfs zu rechnen. Diese Einschätzung stützt sich im Wesentlichen auf die bisherigen Erfolge, da allein durch die Betriebsoptimierung im Juli 2011 im Vergleich zu den Vormonaten Heizwärme im Bereich von mehr als 10 MWh eingespart werden konnte. Unter der Annahme einer baldigst Instand gesetzten Wärmerückgewinnung in den Lüftungsanlagen von Dreifeldhalle und Kraftsportraum und einer Begrenzung der Heizkurven der statischen Heizkreise bzw. einer Beibehaltung der jetzigen Regelung des statischen Hallenheizkreises darf vorsichtig optimistisch von einer weiteren Energieeinsparung im Bereich von 50 bis 70 MWh/a ausgegangen werden, sofern keine weiteren Anlagendefekte auftreten oder Änderungen an der Gebäudeleittechnik mit negativen Folgen für den Heizwärmebedarf erfolgen. Diese Schätzung kann jedoch nur als vorsichtige Einschätzung unter der Voraussetzung optimaler Randbedingungen betrachtet werden und basiert auf vorangegangenen Berechnungen zum Heizwärmebedarf, die im Ergebnis einen Heizwärmebedarf von ca. 120 MWh/a prognostizierten. Ebenso hohe Einsparpotentiale offenbarten sich im Stromverbrauch der Sporthalle für die Hallenbeleuchtung und die Raumlufttechnik (siehe Abbildung 4-133). Im ersten Betriebsjahr von Mai 2011 bis April 2012 zeichnete allein die Beleuchtungsanlage der Sporthalle für einen Stromverbrauch von ca. 55,2 MWh/a verantwortlich, was auf die fehlende Regulierung des Beleuchtungsstärkeniveaus zurückzuführen ist. Ein Absenkung der Beleuchtungsstärke in der Sporthalle auf die ursprünglich geplanten 300 lx während der Hallenbelegung durch den Schul- oder normalen Vereinssport käme einer Reduzierung des Stromverbrauchs um bis zu ca. 25 MWh/a gleich. Ein weiterer Einflussfaktor auf den Stromverbrauch einer Beleuchtungsanlage ist die Tageslichtversorgung. Wie bereits durch die vorangehend erörterte Tageslichtsimulation nachgewiesen, wurde der Aspekt der Tageslichtnutzung bei der Sanierung der Dreifeldsporthalle Dormagen nicht berücksichtigt, was neben der defekten Beleuchtungsregelung einen weiteren Grund für den hohen Stromverbrauch darstellt. 234

247 Abbildung 4-133: im Zeitraum von Mai 2011 bis Juni 2012 erfasster Stromverbrauch für die Heizungs- und Raumlufttechnik, die Sporthallenbeleuchtung sowie in den Nebenräumen Wie sich bereits aus der vorherigen Beschreibung der Monitoring-Ergebnisse ableiten ließ und abschließend auch durch die Energiebilanz Bestätigung fand, verursachte die fehlerhafte Volumenstromregelung der Lüftungsanlagen einen enorm hohen Stromverbrauch, welcher sich im Zeitraum von Mai 2011 bis April 2012 auf 35,7 MWh belief. Aufgrund von Verzögerungen bei der Mängelbeseitigung konnte erst ab Mai 2012 ein geregeltes Betriebsverhalten der Lüftungsanlagen in der Dreifeldsporthalle Dormagen gewährleistet werden. Bezogen auf den Stromverbrauch für die Lüftungstechnik in den Monaten Mai 2011 und Juni 2011 konnte durch die Betriebsoptimierung in den gleichen Monaten des folgenden Jahres eine Energieeinsparung von ungefähr 74 % realisiert werden. Das bedeutet, dass der Stromverbrauch der Raumlufttechnik von kwh im Mai/Juni 2011 auf kwh in den Monaten Mai/Juni 2012 gesenkt werden konnte. Der nur geringe Stromverbrauch der Lüftungstechnik im Zeitraum von Februar 2012 bis einschließlich April 2012 war indes nicht die Folge einer Betriebsoptimierung, sondern das Ergebnis des Anlagenstillstands der Raumlufttechnik infolge von wiederholten und lange andauernden Frostwarnmeldungen bzw. Störungen. Der Stromverbrauch durch die Heizungstechnik sowie durch die Nutzung der Nebenräume war gemessen am Verbrauch durch die Hallenbeleuchtung und die Raumlufttechnik von nur geringer Bedeutung. Angesichts der Nutzung von drehzahlgeregelten Heizkreispumpen und den über Präsenzmeldern automatisch geregelten Beleuchtungsanlagen mit Leuchtstofflampen und elektronischen Vorschaltgeräten in den Nebenräumen wurden diesbezüglich auch keine weitergehenden Energieeinsparpotentiale identifiziert. Betrachtet man abschließend den Gesamtstromverbrauch der untersuchten Sporthalle, so wurden im ersten Betriebsjahr von Mai 2011 bis April 2012 ca. 100,5 MWh/a elektrischer Energie verbraucht, was einem auf die Nettogrundfläche bezogenen, spezifischen Endenergiebedarf von 33,1 kwh/(m² a) entspricht. Legt man für eine Verbrauchsprognose des kommenden Jahres die bisher umgesetzte Betriebsoptimierung der Lüftungstechnik sowie eine nutzungsabhängige Regelung der Hallenbeleuchtungsanlage zugrunde, könnte der Stromverbrauch der Sporthalle auf ca. 51 MWh/a bzw. ca. 17 kwh/(m²a) gesenkt werden. Aber auch diese Annahme beruht auf der Voraussetzung idealer Randbedingungen und kann daher nur als vorsichtige Schätzung betrachtet werden. 235

248 Die zur Deckung des Heizwärmebedarfs (stat. und dyn. Heizkreise) sowie der Warmwasserbereitung der Sporthalle aufzubringende Primärenergie aus dem Fernwärmeversorgungsnetz betrug im Zeitraum von Mai 2011 bis April 2012 ca. 256,7 MWh/a bezogen auf die Annahme eines Primärenergiefaktors von 1,3 (für Nah- /Fernwärme aus Heizwerken nach DIN V , , Tabelle A.1. Dieser Betrag entspricht einem spezifischen Primärenergiekennwert von 84,5 kwh/(m² a) für den Wärmebedarf. Der Primärenergieaufwand für die Deckung des Stromverbrauchs der Sporthalle lag im gleichen Zeitraum und unter der Voraussetzung eines Primärenergiefaktors von 2,7 [DIN V , , Tabelle A.1] bei ungefähr 271,3 MWh/a. In Relation zur Nettogrundfläche des Sporthallengebäudes von ca m² resultiert heraus für den Strombezug ein spezifischer Primärenergiekennwert von 89,3 kwh/(m² a). Die in Abbildung veranschaulichte grafische Gegenüberstellung des monatlichen Primärenergieverbrauchs und des nach DIN V ermittelten monatlichen Primärenergiebedarfs für die Monate von Mai 2011 bis Juni 2012 vermittelt einen Überblick zu den bereits genannten Möglichkeiten der Optimierung und Energieeinsparung. Dabei wird zunächst ersichtlich, dass der Primärenergiebedarf für die Raumlufttechnik in Dormagen durch die DIN zu hoch eingeschätzt wird und durch die bisher umgesetzte Betriebsoptimierung ein bereits hohes Energieeinsparpotential erschlossen wurde. Weiterhin finden anhand der Grafik und den Berechnungsergebnissen der DIN unter Berücksichtigung der Resultate aus der Tageslichtsimulation auch die bisherigen Aussagen zur Beleuchtungsanlage der Dreifeldhalle nochmals Bestätigung. Aufgrund der nicht den Normen und technischen Richtlinien entsprechenden Trinkwarmwasserbereitung lag der diesbezüglich ermittelte Primärenergieverbrauch mit ca. 10,2 MWh/a weit unter dem nach DIN errechneten Primärenergiebedarf von 52,8 MWh/a. Wenngleich dies aus energietechnischer Sichtweise als positiv erscheint, ist dieses jedoch unter Berücksichtigung hygienischer und gesundheitlicher Gesichtspunkte als überaus kritisch zu bewerten. Der Verlauf des ermittelten Primärenergieverbrauchs zur Bereitstellung der im ersten Betriebsjahr benötigten Heizwärme zeichnet überdies auch den Verlauf der Bemühungen zur Betriebsoptimierung und der aufgetretenen Anlagendefekte, wie beispielsweise einer mangelhaften Regelung der statischen wie dynamischen Heizkreise oder der defekten regenerativen Wärmerückgewinnungssysteme. 236

249 Abbildung 4-134:Gegenüberstellung des, für den Monitoring-Zeitraum berechneten, Primärenergieverbrauchs und des nach DIN ermittelten Primärenergiebedarfs der Dreifeldsporthalle Dormagen Die durchgeführte Schätzung für die Betriebskosten der Energieversorgung der Sporthalle ist Zeugnis für den finanziellen Schaden, welcher der Stadt Dormagen durch die im ersten Betriebsjahr nur ineffizient arbeitende Gebäudetechnik entstanden ist. Die Energiekostenschätzung (Abbildung 4-135) basiert dabei auf den durch die Stadt Dormagen zur Verfügung gestellten Arbeitspreisen für Fernwärme und Strom (Hoch- und Niedrig-Tarif) aus dem Jahr 2010, wobei etwaige Anschlussgebühren oder Leitungspreise nicht mit berücksichtigt wurden. Die Mehrkosten infolge der mangelhaften Regelung der Beleuchtungsanlage betrugen demnach im Zeitraum des Monitoring von Mai 2011 bis Juni 2012 mindestens Euro bzw. ca. 370 Euro/mon. Die aufgrund des ungeregelten Betriebes der Raumlufttechnik entstanden Mehrkosten für Strom im Zeitraum von Mai 2011 bis einschließlich Januar 2012 bilanzieren sich auf ca Euro. Legt man die im Monitoring gezogenen Schlussfolgerungen zum Betrieb der statischen Hallenheizung und dem diesbezüglichen Heizwärmebedarf einer Kosteneinschätzung zugrunde, muss für den Zeitraum von Oktober 2011 bis Februar 2012 von vermeidbaren zusätzlichen Kosten in Höhe von ungefähr Euro ausgegangen werden. Eine vergleichbare Einschätzung ist auch in Bezug auf die dynamischen Heizkreise der Lüftungsanlage zu ziehen. Wenngleich eine genaue Einschätzung der potentiellen Kosteneinsparung aufgrund diverser Regelungsprobleme und einer defekten Wärmerückgewinnung nur bedingt möglich ist, können für die Zuluft-Nacherhitzung der Raumlufttechnik für die Nebenräume in den Monaten Mai/Juni 2011 Mehrkosten in Höhe von mindestens ca Euro nachgewiesen werden. Zusammenfassend ist im ersten Betriebsjahr der Dreifeldsporthalle Dormagen mit vermeidbaren Mehrkosten für die Energiebereitstellung von mehr als Euro auszugehen, was die Länge der Amortisationszeit zur Finanzierung der Sanierungsmaßnahmen nachhaltig negativ beeinflusst. 237

250 Abbildung 4-135:grafische Darstellung der Energiekostenschätzung für den Zeitraum von Mai 2011 bis Juni 2012 Energetische Bewertung der Umsetzung des für die Dreifeldsporthalle in Dormagen ausgearbeiteten Konzepts der Hallenüberströmung Da das in Dormagen realisierte Lüftungssystem der Hallenluftüberströmung einen wesentlichen Aspekt des Sanierungskonzepts für die Dreifeldsporthalle darstellt, erfolgt abschließend eine energetische Bewertung zur Umsetzung des raumlufttechnischen Gesamtkonzepts unter Einbeziehung von, im Rahmen des mehrmonatigen Monitoring messtechnisch erfassten, Energieverbrauchsdaten und rechnerisch ermittelten Wärmebedarfswerten. Hierbei wurde auf das in Kapitel beschriebene, alternative Berechnungsverfahren zurückgegriffen, um den Nutzenergiebedarf der Raumlufttechnik in Dormagen zu bestimmen. Zu diesem Zweck wurden zwei Varianten betrachtet, deren Randbedingungen und Ergebnisse im Anhang der ausführlichen Version zum Abschlussbericht näher beschrieben sind. Wichtige Parameter der Berechnungsvarianten 1 und 2 sind überdies vorab in Tabelle 4-23 aufgeführt. Die berechneten Varianten basieren auf dem letzten bekannten Stand der Gebäudetechnik sowie der Betriebsparameter der Lüftungsregelung vom Juni So sieht beispielsweise die derzeit parametrierte Zeitschaltung in der Gebäudeleittechnik vor, dass die Raumlufttechnik von Sporthalle und Nebenräumen in einem Zeitraum von wochentags 06:00 bis 12:00 Uhr sowie von 17:00 bis 22:00 Uhr betrieben wird. Der Endenergiebedarf der zwei untersuchten Varianten wurde jeweils anhand des ermittelten Nutzwärmebedarfs sowie von Kennwerten aus der DIN V und der Primärenergiebedarf mittels Primärenergiefaktoren nach DIN V errechnet. 238

251 Tabelle 4-23: Parameter der betrachteten Berechnungsvarianten 1 und 2 zur energetischen Bewertung des raumlufttechnischen Gesamtsystems in der Dreifeldsporthalle Dormagen Variante 1 Variante 2 Sollraumtemperaturen (Zonen) Sporthalle 18 C 18 C Aufenthalt 18 C 18 C Umkleide 20 C 20 C Waschen 22 C 22 C Kraftsportraum 20 C 20 C geförderter Luftvolumenstrom Sporthalle m³/h m³/h Aufenthalt 993 m³/h 515 m³/h Umkleide m³/h m³/h Waschen 851 m³/h 441 m³/h Kraftsportraum m³/h m³/h Betriebsdauer 06:00 12:00 Uhr 06:00 12:00 Uhr 17:00 22:00 Uhr 17:00 22:00 Uhr Wie aus Tabelle 4-23 hervorgeht, liegen die Unterschiede zwischen den Berechnungsvarianten in der Höhe des geförderten Zuluftvolumenstroms, der sich von verschiedenen zugrunde gelegten Nutzungsprofilen ableitet. In Variante 1 wurde eine Sporthallenbelegung mit 30 Sportlern und gleichzeitig 199 Zuschauern vorausgesetzt, wodurch nach Maßgabe von DIN ein Außenluftstrom von mindestens m³/h für die Einhaltung des benötigten Mindestluftwechels erforderlich ist. Der letztlich in Variante 1 angenommene Volumenstrom beträgt m³/h und entspricht somit dem maximalen bzw. Auslegungsvolumenstrom der Lüftungsanlage für Sporthalle und Nebenräume. In Variante 2 wurde ein Zuluftvolumenstrom von m³/h angesetzt, welcher einem Nutzungsprofil mit 45 Sportlern entspricht. Die als Berechnungsgrundlage gewählten Zulufttemperaturen stimmen mit den jeweiligen Raumsolltemperaturen der beteiligten Zonen (Sporthalle T Soll = 18 C, Aufenthalt T Soll = 18 C, Umkleide T Soll = 20 C, Waschen T Soll = 22 C) überein. Desweiteren wurden für die Berechnungen 300 Betriebstage pro Jahr unterstellt, da die Sporthalle neben dem wöchentlich stattfindenden Schul- und Vereinssport auch an mehreren Wochenenden für zahlreiche Sport- oder anderweitige Veranstaltungen genutzt wird. Die unter den genannten Voraussetzungen rechnerisch ermittelten End- und Primärenergiebedarfswerte umfassen den Strombedarf für den Betrieb der Ventilatoren, die benötigte Nutzwärme der Nachheizregister zur Erwärmung der jeweiligen Zuluft sowie Wärmeverteilungs- und Wärmeübergabeverluste. Die genutzten Primärenergiefaktoren mit 2,7 für Strom (allgemeiner Strommix) und 1,3 für Wärme (Nah-/Fernwärme aus Heizwerken / fossiler Brennstoff) basieren auf den Angaben der DIN V von Dezember 2011 (Tabelle A.1). Im Resultat der Berechnungen zu Variation 1 wurde bezogen auf die Raumlufttechnik des gesamten Gebäudes ein jährlicher Primärenergiebedarf von kwh/a ermittelt, wovon allein ca kwh/a für die Stromversorgung der Ventilatoren bereitgestellt werden. Die mittels Wärmerückgewinnung aus dem Abluftstrom der Lüftungstechnik zurückgewonnene Nutzwärme liegt bei kwh/a. Der letztendliche Nutzenergiebedarf zur Förderung und Erwärmung der Zuluft über ein gesamtes Jahr beläuft sich in den Berechnungen zu Variation 1 auf kwh/a. Unter Berücksichtigung von Verlusten durch die Verteilung 239

252 und Übergabe der Nutzwärme entsteht ein theoretischer Endenergiebedarf von kwh/a. Bezogen auf die Nutzfläche des Sporthallengebäudes in Dormagen mit ca m² resultiert ein normierter Endenergiebedarf der Raumlufttechnik von 9,88 kwh/(m²a) sowie ein Primärenergiebedarf von 18,74 kwh/(m²a). In Anbetracht der zeitgesteuerten und bedarfsgeregelten Lüftung der Sporthalle, realisiert durch eine CO 2 -Messung im Abluftstrom und Raumluftfeuchtemessungen in den Waschräumen, stellt Variante 1 einen energetisch ungünstigen Lüftungsbetrieb dar. Gleichwohl eignet sich der hier durchgeführte Vergleich zwischen den messtechnisch erfassten Energieverbrauchsdaten und dem rechnerisch ermittelten Energiebedarf für eine energetische Bewertung des theoretischen Konzepts der Hallenüberströmung und dessen eigentlicher Ausführung in der Dreifeldsporthalle Dormagen. Wie bereits anhand der Betrachtungen in Abschnitt dargestellt ist die Hallenüberströmung im Vergleich zu einer Anlagenkonfiguration mit separaten Lüftungsanlagen energetisch voreilhaft. Betrachtet man den witterungsbereinigten End- bzw. Primärenergieverbrauch der Raumlufttechnik der Sporthalle und vergleicht diesen mit dem End- bzw. Primärenergiebedarf von Variation 1 (Abbildung und Abbildung 4-137) wird ersichtlich, dass aufgrund von Fehlern bei der Parametrierung der Regelung sowie vielfältiger Betriebsstörungen das theoretisch mögliche Einsparpotential deutlich verfehlt wurde. So wurde im Zeitraum von Mai 2011 bis April 2012 allein für die gesamte Raumlufttechnik witterungsbereinigt Endenergie in Höhe von kwh/a bzw. Primärenergie von ca kwh/a verbraucht. Mittels der Nutzfläche des Gebäudes normiert ergibt sich ein Endenergieverbrauch von 53,7 kwh/(m 2 a) der ca. 540 % über dem ermittelten Endenergiebedarf liegt. Der Vergleich des normierten Primärenergieverbrauchs in Höhe von 86,9 kwh/(m²a) mit dem Primärenergiebedarf ergibt eine Überschreitung der vorgeschlagenen Prognose von ca. 460 %. Abbildung 4-136: Vergleich von Endenergieverbrauch und bedarf der Raumlufttechnik 240

253 Abbildung 4-137:Vergleich von Primärenergieverbrauch und bedarf der Raumlufttechnik Die Ursachen dieses erheblichen Mehrverbrauchs an Energie wurden bereits in den vorhergehend getroffenen Schlussfolgerungen zum Sporthallen-Monitoring in diesem Kapitel diskutiert und können überdies auch anhand der nachfolgenden Abbildung nachgewiesen werden. So musste beispielsweise wegen des defekten Wärmerückgewinnungsrotors im Lüftungsgerät der gesamte Außenluftstrom von September 2011 bis Januar 2012 ohne Vorerwärmung durch das Nachheizregister erwärmt werden. Weiterhin war die Lüftungstechnik der Sporthalle sowie der Nebenräume (RLT-Anlagen 1 und 1a) in der Zeit von Mai 2011 bis Januar 2012 ungeregelt und kontinuierlich in Betrieb. Das Nachheizregister 1 der RLT-Anlage 1a zur Erwärmung der Hallenabluft war zu Beginn des Monitoring (Mai/Juni 2011) ebenfalls ungeregelt aktiv, wobei die damals vorherrschenden Ablufttemperaturen eine zusätzliche Nacherhitzung unnötig machten. Der verminderte Energieverbrauch von Februar bis Juni 2012 war hingegen nicht die Folge von Optimierungsmaßnahmen, sondern vielmehr die Auswirkung von Zwangsabschaltungen infolge von Frostwarnungen oder defekter Systemkomponenten (Nachheizregister RLT- Anlage 2). Abbildung 4-138: Grafische Darstellung des witterungsbereinigten Endenergieverbrauchs nach Komponenten der Raumlufttechnik für den Zeitraum des Monitoring von Mai 2011 bis Juni 2012 Eine zu dieser Thematik abschließende Betrachtung der Ergebnisse von Variante 2 lässt unter den vorgegebenen Voraussetzungen der Berechnungen auf einen Primärenergiebedarf von kwh/a bzw. normiert von 11,16 kwh/(m² a) schließen. 241

254 Berücksichtigt man, dass die Lüftungsanlage der Sporthalle in Dormagen im Normalbetrieb ohne große Anforderungen durch die Nutzung mit 30 % des projektierten Auslegungsvolumenstroms (ca m³/h) arbeitet, kann Variante 2 mit einem angenommenen Außen- bzw. Zuluftstrom von ca m³/h als weitestgehend realitätsnahes Modell angesehen werden. Die im Betrieb durch die regenerative Wärmerückgewinnung aus der Abluft zurückgewonnene Nutzwärme beträgt kwh/a in Variante 2. Bezogen auf die Raumlufttechnik des gesamten Gebäudes entsteht durch Förderung und Erwärmung der Zuluft ein Nutzenergiebedarf von kwh/a. Unter Einbeziehung von Wärmeverteilungs- und Übergabeverlusten in Variante 2 beträgt der jährliche Endenergiebedarf kwh/a. Durch die Reduktion des geförderten Zuluftvolumenstroms in der Sporthallenlüftungstechnik von m³/h (Variation 1) auf m³/h wird der Endenergiebedarf um mehr als 35 % gesenkt. Der durch die Nutzfläche des Gebäudes normierte Endenergiebedarf verringert sich somit auf 6,03 kwh/(m²a). Aufgrund des nur begrenzten zeitlichen Rahmens für die Durchführung des Monitoring und der nicht optimal verlaufenen Kooperation mit den beteiligten Fachfirmen konnten die prognostizierten Energiebedarfswerte jedoch nicht bestätigt und die Energieeffizienz des Lüftungskonzepts der Hallenüberströmung durch das mehrmonatige Monitoring nicht abschließend bewertet werden. Fazit Das Monitoring der Dreifeldsporthalle Dormagen kann trotz des nur begrenzten zeitlichen Rahmens zur Durchführung von Ende Mai 2011 bis Juni 2012 und der dabei aufgetretenen Probleme größtenteils als Erfolg gewertet werden, wenngleich nicht alle Mängel zur Zufriedenheit aller Beteiligten behoben und keine abschließende Feinabstimmung im Zusammenspiel von Gebäudeautomation und Gebäudetechnik realisiert werden konnte. Wesentliche Erfolge des Monitoring waren die Optimierung der Lüftungsregelung sowie der Regelung bzw. des Betriebsverhaltens der statischen Heizkreise und damit verbunden eine signifikante Reduzierung des Energieverbrauchs. Eine stichpunktartige Zusammenfassung aller aufgedeckten Mängel ist der nachfolgenden Auflistung zu entnehmen: Gebäudeautomation / Gebäudeleittechnik Monitoring: o o o o Temperaturfühler mit Offset von ca. 2 K Position und Messwertverarbeitung mehrerer Temperaturfühler nicht geklärt Sensor zur Bewertung der Raumluftqualität wurde erst nach Monaten in die Trenddatenaufzeichnung einbezogen teils nicht eindeutige Bezeichnung von Temperafühlern in der GLT-Visualisierung Statische Heizkreise: o o fehlende Thermostatfunktion zur Drosselung der Heizleistung oder Abschaltung bei abnehmendem Heizwärmebedarf zu hoch eingestellte Heizkurven Dynamische Heizkreise: fehlerhafte Regelung der Nachheizregister bzw. falsche Sollwertparametrierung 242

255 Raumlufttechnik: o o o über mehrere Monate fehlerhafte Volumenstromregelung aufgrund falscher Sollwert-Parametrierung und dauerhaft aktive Lüftungsanlagen Gebäudeautomation schaltet Lüftungsanlagen bei anstehender Frostwarnung komplett ab ungenaue Messung des Zuluftvolumenstroms und fehlende Messwertausgabe in der Einheit m³/h Warmwasserbereitung: o o fehlende oder falsch platzierte Temperaturfühler im System der Warmwasserbereitung nicht den Normen und technischen Richtlinien entsprechender Betrieb (Legionellenprävention) Hydraulik: o zweifelhafte Ansteuerung von Mischventilen Gebäudetechnik Dynamische Heizkreise: o defektes Nachheizregister der Belüftungsanlage des Kraftsportraumes Raumlufttechnik: o Konstruktionsfehler der Antriebseinheit des Wärmerückgewinnungsrotors und somit Ausfall der Wärmerückgewinnung Sporthallenbeleuchtung: o o unzureichende Tageslichtnutzung defekte Schalttechnik zur Regulierung des Beleuchtungsstärkeniveaus Hydraulik: o hydraulischer Abgleich nicht durchgeführt Fernwärmeversorgung o zeitweise zu niedrige Vorlauftemperatur 243

256 5 Schlussfolgerungen 5.1 Schlussfolgerungen aus den Projektergebnissen In der Charakterisierung und energetischen Analyse von Gebäuden richtet sich der Fokus anfangs im Allgemeinen auf die individuellen Eigenschaften des jeweiligen Gebäudetypus sowie der Gebäudehülle. Bei den im Rahmen dieses Vorhabens untersuchten Hallen handelte es sich vorwiegend um die in Abschnitt 3 genannten Sport- und gewerblich genutzten Hallen (Lagerung, Montage, Fertigung) in Metallleichtbauweise mit Baujahren zwischen 1970 und 2005, wodurch zwar ein nur begrenzter aber dennoch akzeptabler Überblick über den Hallenbestand zur Formulierung allgemeiner Optimierungsempfehlungen gewährleistet wurde. Die hierbei genutzten Methoden zur Untersuchung des exemplarischen Hallenbestandes beinhalteten Ortsbegehungen zum Zwecke der Bestandsaufnahme sowie die Durchführung von Infrarot-Thermografieaufnahmen im Außen- und Innenbereich oder die Durchführung von Blower-Door-Tests. Im Zuge dieser Arbeiten durch Mitarbeiter des Lehrstuhls für Stahlbau und Leichtmetallbau an der RWTH Aachen wurde festgestellt, dass die Außenwände eines Großteils der betrachteten Hallen in ihrem Aufbau als Stahlsandwichwand oder Stahlkassettenwand zu charakterisieren sind. Darüber hinaus sind an der Gebäudehülle einer jeden Halle mehrere Schwachstellen identifiziert worden. Oftmals erkannte Schwachstellen betreffen eine fehlende Dämmung im Fundamentbereich von Hallen mit einer daraus resultierenden Wärmebrückenwirkung. Des Weiteren stellten die Einfassungen von Fenstern, Türen oder Hallentoren im Anschlussbereich zu Fassaden in Metallleichtbauweise, aufgrund von Undichtigkeiten durch unwirksame oder gealterte Dichtungen, eine erhebliche wärmedämmtechnische Beeinträchtigung der Gebäudehülle dar. Dies wurde insbesondere mittels Nachweis durch die Infrarot-Thermografie bei großflächigen Fenstern oder verglasten Eingangsbereichen ersichtlich. Bei der Auswertung der Untersuchungsergebnisse traten überdies bei zahlreichen Hallen Schwachstellen durch Wärmebrücken oder Leckagen in Decken- und Dachbereichen zu tage. Als hierfür ursächlich anzusehen, sind teilweise nur geringe Stärken des im Dach eingebrachten Dämmstoffes, die Alterung von Dicht- und Dämmmaterialien sowie Versäumnisse beim Bau der Hallen. Zudem wird der Wärmeschutz von Hallendächern durch eingefügte Oberlichter bzw. Lichtkuppeln mit geringen Wärmedämmeigenschaften oder durch den unsachgerechten Anschluss in der Dachfläche beeinträchtigt. Betrachtet man zusammenfassend die energetische Qualität der Außenwände von Hallen, so waren teilweise Wärmebrückenprobleme bei Kassettenwänden oder den Anschlussstellen von Stützen bzw. anderen Tragwerkskomponenten sowie Undichtigkeiten im Bereich von Außenkanten erkennbar. Während der wissenschaftlich begleiteten Sanierung der Dreifeldsporthalle in Dormagen konnten durch die, von Mitarbeitern des Lehrstuhls für Stahlbau und Leichtmetallbau durchgeführten, Analysen frühzeitig zahlreiche Planungs- und Ausführungsfehler bei der Instandsetzung der Gebäudehülle erkannt und ausgeräumt werden. Dieser Umstand und auch die Ergebnisse aus der Untersuchung des exemplarisch ausgewählten Hallenbestandes zeigen, dass bei ausführenden Baufirmen mitunter große Defizite hinsichtlich des Aufbaus oder der Sanierung der Gebäudehüllen von Hallen in Metallleichtbauweise bestehen. Ebenso wurde die Notwendigkeit einer, nach Abschluss der Bauphase durchzuführenden, Bauabnahme und Erfolgskontrolle mittels Infrarot- Thermografie sowie Blower-Door-Test offenkundig. Denn nur durch diese Erfolgskontrolle 244

257 konnten Baumängel rechtzeitig erkannt und im Rahmen der Gewährleistungsansprüche des Bauherrn geltend gemacht werden. Als ein weiterer Bestandteil der energetischen Analysen zum untersuchten Hallenbestand wurde auch der Energieverbrauch für Wärme und Strom in die Betrachtungen einbezogen, soweit von den Eigentümern dementsprechende Informationen zur Verfügung gestellt werden konnten. Für eine detailliertere Untersuchung sind im Rahmen eines mehrmonatigen Monitoring sowohl für die Stahlbauhalle der RWTH Aachen als auch für die Dreifeldsporthalle in Dormagen jeweils der Wärme- und Stromverbrauch messtechnisch erfasst worden. Anhand der Auswertung dieser Energieverbrauchsdaten offenbarten sich, nach Berücksichtigung von individuellen Schwachstellen der Gebäudehülle, teils sehr große Optimierungspotentiale und darüber hinaus eklatante Mängel hinsichtlich der technischen Gebäudeausrüstung. Betrachtet man hierbei zunächst die in Hallen installierten Wärmeversorgungssysteme, so war die Schlussfolgerung zu ziehen, dass oftmals noch immer veraltete Technologien eingesetzt werden, welche unter heutigen Gesichtspunkten als energetisch ineffizient und unwirtschaftlich zu bezeichnen sind. Hallen des exemplarisch untersuchten Hallenbestandes, welche nach dem Jahr 2000 erbaut oder saniert wurden, verfügten hingegen in der Regel bereits über moderne, energieeffiziente Wärmeversorgungssysteme. Wie die Bestandsanalysen weiterhin belegten, werden Systeme zur Wärmerückgewinnung, obwohl energetisch und wirtschaftlich sinnvoll, nicht oder nur vereinzelt angewendet. So wurde beispielsweise die Abwärme aus Produktionsprozessen im konkreten Fall einer gewerblich bzw. industriell genutzten Halle ungenutzt an die Umgebung abgeführt. Weiterhin zeigte sich hinsichtlich der am Markt verfügbaren Hallenheizungen eine zum Teil nicht den individuellen Halleneigenschaften angepasste Nutzung dieser Systeme. Am Beispiel einer Montage- bzw. Lagerhalle mit erdgasbefeuerten Infrarot-Dunkelstrahlern wurde eine Anordnung der Heizelemente dokumentiert, die nicht den Gegebenheiten bzw. den Erfordernissen der dortigen Nutzung entsprach. Sofern im exemplarisch ausgewerteten Hallenbestand Heizungssysteme mit einem separaten Wärmeerzeuger und einem Wärmeverteilungsnetz betrieben wurden, waren zumeist ungeregelte Heizkreispumpen anzutreffen. In vereinzelten Fällen neu errichteter oder sanierter Hallen waren demgegenüber aber auch geregelte Heizkreispumpen im Einsatz. Des Weiteren werden in den hier untersuchten Hallen vorwiegend von der Außentemperatur abhängige, witterungsgeführte Heizungsregelungen eingesetzt, welche angesichts moderner Gebäudeautomationssysteme nur noch veralteten Standards entsprechen. Hierdurch und infolge überhöhter Heizkurven werden Hallen in der Heizperiode mitunter über das erforderliche Maß hinaus geheizt, was auch während des Monitoring der Stahlbauhalle in Aachen sowie der Dreifachsporthalle in Dormagen nachweislich geschehen ist. Zudem konnte bei der Analyse des betrachteten Hallenbestandes in nicht klimatisierten Hallen grundsätzlich ein im Sommer auftretendes Überhitzungsproblem beobachtet werden. Abhängig von der Art, Anzahl und Leistung der eingesetzten elektrischen Maschinen wird der Stromverbrauch in Gewerbe- oder Industriehallen in beträchtlichem Maße durch den Betrieb der Hallenbeleuchtungsanlage bestimmt. Dies zeigte sich insbesondere am Beispiel der Stahlbauhalle in Aachen, welche mit einem Windkanal, einer elektro-hydraulischen betriebenen Hebebühne oder einem Druckluftkompressor über elektrische Anlagen mit hoher Anschlussleistung verfügt. Da in Sporthallen abgesehen von Lüftungsanlagen gemeinhin keine elektrischen Verbraucher mit hoher Leistung installiert sind, wird der elektrische Energieverbrauch hier weitestgehend durch die Hallenbeleuchtung beeinflusst. Aus der 245

258 Aufnahme des untersuchten Hallenbestandes ließ sich diesbezüglich eine noch immer weit verbreitete Nutzung technisch überholter Beleuchtungsanlagen ableiten. Hierzu zählen beispielsweise T8-Leuchtstoffröhren mit konventionellen bzw. induktiven Vorschaltgeräten, wie in der Stahlbauhalle der RWTH Aachen beobachtet. Effizientere T5 Leuchtstoffröhren mit elektronischen Vorschaltgeräten kommen hingegen zumeist nur bei sanierten oder neu erbauten Hallen zum Einsatz. Weiterhin werden viele Hallenbeleuchtungsanlagen nicht präsenz- oder nutzungsabhängig gesteuert, sondern bleiben, weil manuell bedient, auch ohne Bedarf eingeschaltet. 5.2 Verbesserungsvorschläge Durchführung eines Kurzzeitmonitorings Da ein umfangreiches Monitoring zur energetischen Bewertung von Hallen durch einen hohen personellen, zeitlichen und somit finanziellen Aufwand gekennzeichnet ist, wurde im Rahmen dieses Vorhabens nach Ansätzen zur Durchführung eines Kurzzeitmonitorings gesucht. Der Begriff des Kurzzeitmonitoring beschreibt hier die Erfassung des Heizwärme und Stromverbrauchs über einen möglichst kurzen Zeitraum von wenigen Tagen und Wochen, um aufbauend auf den so gewonnenen kurzzeitigen Verbrauchsdaten auf den Jahresverbrauch schließen sowie eine grundlegende energetische Charakterisierung von Hallen unterschiedlicher Gebäudetypologie oder nutzung erstellen zu können. Unerlässlich für die Aufnahme des Heizwärme- oder Stromverbrauchs sind jedoch geeignete Messeinrichtungen mit einer ausreichenden Messgenauigkeit. Im einfachsten Fall werden zu diesem Zweck bereits vorhandene Zählwerke wie Gas- oder Wärmemengenzähler und Stromzähler verwendet, die beispielsweise zu regelmäßigen Zeiten am Morgen und am Abend abgelesen werden. Sofern die zu untersuchenden Hallen als Teil einer gemeinsam versorgten Liegenschaft über keine eigenen Messeinrichtungen zu Verbrauchserfassung verfügen, müssen mobile Messgeräte für einen begrenzten Zeitraum vor Ort platziert werden. Dieses kann in der Regel ohne Eingriffe in das System, zum Beispiel durch den Einsatz von Ultraschall-Durchfluss- bzw. Wärmemengenmessgeräten sowie mobilen elektrischen Leistungsmessgeräten, erfolgen. Da im Umgang mit dieser spezialisierten Messtechnik und Ausrüstung zur Messdatenerfassung zumeist Fachkenntnisse benötigt werden, ist das Ausleihen und selbständige Messen oftmals keine geeignete Alternative. Jedoch können Ingenieurbüros oder Fachunternehmen aus den Gewerken Heizungs- oder Elektrotechnik sowie Energieberater mit dieser Aufgabe betraut werden. Soll der Aufwand so gering wie möglich gehalten und lediglich der Gesamtwärme- sowie stromverbrach einer Halle erfasst werden, so ist zu berücksichtigen, dass unter diesen Voraussetzungen keine detaillierte energetische Bewertung der Anlagentechnik möglich ist. Zu diesem Zweck wären differenzierte Messungen in einzelnen Systemabschnitten der technischen Gebäudeausrüstung notwendig Bewertung von Hallen Ansatz zur Abschätzung des Wärmeverbrauchs Der nachfolgend diskutierte Ansatz zur Abschätzung des Wärmeverbrauchs einer Halle ist an das in der VDI-Richtlinie 3807 Blatt 1 (Energie- und Verbrauchskennwerte für Gebäude) beschriebene Tagesmitteltemperatur-Verfahren angelehnt. Grundlage hierbei ist die 246

259 Annahme, dass durch eine begrenzte Anzahl an Verbrauchsmessungen sowohl eine Schätzung des witterungsunabhängigen Wärmeverbrauchs für die Warmwasserbereitung oder Prozesswärmebereitstellung (Grundlast) als auch des witterungsabhängigen Wärmeverbrauchs für die Hallenheizung (Heizlast) möglich ist. In Abbildung 5-1 ist diesbezüglich beispielhaft die im Zeitraum von Februar 2011 bis Juni 2012 täglich bezogene Wärmeleistung der Stahlbauhalle über dem Tagesmittel der Außentemperatur aufgetragen, wobei die Heizleistung aus dem messtechnisch erfassten Wärmeverbrauch der Stahlbauhalle berechnet wurde. Wie der grafischen Darstellung zu entnehmen ist, wurden über die erzeugte Punkteschar zwei Geraden gelegt. Die horizontale Gerade kennzeichnet hierbei die Grundlast der Stahlbauhalle. Die Heizgerade beschreibt die benötigte Heizleistung eines Gebäudes in Abhängigkeit der Außentemperatur. Im Schnittpunkt der beiden Geraden liegt die Heizgrenztemperatur, die im Fall der Stahlbauhalle mit 12,2 C ermittelt wurde. Die im Monitoring-Zeitraum dauerhaft von der Stahlbauhalle aus dem Fernwärmeversorgungsystem abgerufene Grundleistung beträgt ca. 19,5 kw. Bei einer derartigen Auswertung von nicht witterungsbereinigten Verbrauchsdaten ist jedoch zu beachten, dass keine energetische Bewertung der Gebäudehülle oder Anlagentechnik möglich ist, da die spezifische Nutzung des Gebäudes und äußere Witterungseinflüsse starke Auswirkungen auf den Wärmeverbrauch haben. Bezieht man in die Betrachtungen die Ergebnisse einer unerlässlichen Bestandsaufnahme von Gebäudehülle und Anlagentechnik ein, können anhand der Grundlast aber bereits Grundlegende Schlussfolgerungen gezogen werden. Im Falle der Stahlbauhalle, geben die hohe Grundlast beim Wärmeverbrauch und das gleichzeitige Fehlen von wärmeverbrauchenden Produktionsprozessen oder das Nicht- Vorhandensein eines Warmwasserbereitungssystems bereits Anhaltspunkte für mögliche Probleme bzw. für grundlegende Optimierungspotentiale. Abbildung 5-1: aus Wärmeverbrauchsdaten ermittelte tägliche Heizleistung der Stahlbauhalle (Februar 2011 bis Juni 2012) aufgetragen über dem Tagesmittel der Außentemperatur (Aachen) Während das in der VDI-Richtlinie 3807 beschriebene Tagesmitteltemperatur-Verfahren auf einer Verbrauchsdatenauswertung unter Berücksichtigung des täglichen Mittelwertes der Außentemperatur basiert, wird im hier gewählten bzw. aus den Erkenntnissen dieses Vorhabens entwickelten Ansatz auf Gradtagzahlen zurückgegriffen. Wie aus Abbildung 5-2 hervorgeht, wird der tägliche Wärmeverbrauch eines Gebäudes auf die, aus Tagesmittelwerten der Außentemperaturen berechneten, Gradtagzahlen bezogen. Da es 247

260 sich aber lediglich um eine abgewandelte Form zur Darstellung der Verbrauchsdaten handelt, können letztendlich vergleichbare Schlussfolgerungen gezogen werden. Abbildung 5-2: messtechnisch erfasster Fern- bzw. Heizwärmeverbrauchs der Stahlbauhalle (Februar 2011 bis Juni 2012) aufgetragen über den Gradtagzahlen vom Standort in Aachen Ausgangspunkt der betrachteten Verbrauchsschätzung sind mindestens drei zeitlich voneinander getrennte Wärmeverbrauchsmessungen. Dabei müssen eine Verbrauchsmessung innerhalb der Heizperiode (Dezember / Januar / Februar), eine weitere in der Übergangszeit und eine andere Verbrauchserfassung im Sommer (Juli oder August) stattfinden. Um hinreichend verwertbare Daten für eine Prognose des jährlichen Wärmeverbrauchs zur erhalten, sollten die entsprechenden Zeiträume der Verbrauchserfassungen jeweils mindestens 14 Tage umfassen. Weiterhin werden zur Berechnung der Gradtagzahlen Tagesmittelwerte der Außentemperatur für die jeweilig erfassten Verbrauchszeiträume benötigt. Außentemperaturdaten können, sofern diese nicht bereits am Standort des Hallengebäudes aufgezeichnet, bei örtlichen Wetterstationen erfragt oder beim Deutschen Wetterdienst gegen Entrichtung einer geringen Gebühr abgerufen werden. Aus den Verbrauchsmessungen wird zunächst ein Tagesmittelwert gebildet. Liegen keine täglichen Verbrauchszahlen vor, wird der Energieverbrauch durch die Anzahl der Tage im betrachteten Zeitraum dividiert. Durch Multiplikation mit der Anzahl der Tage des betreffenden Monats werden anschließend Monatsmittelwerte gebildet. Die aus den Tagesmittelwerten der Außentemperatur nach Gleichung (5-1) berechneten Gradtagzahlen (G20/15) werden ebenfalls wie zuvor beschrieben zu Monatsmittelwerten zusammengefasst. Dies ist notwendig, da der angestrebte Lösungsansatz zur Verbrauchabschätzung auf der Ermittlung von monatlichen anstelle eines einzigen jährlichen Energieverbrauchs basiert. ( ) (5-1) Die Monatsmittelwerte der Energieverbräuche und Gradtagzahlen für die betrachteten Monate (Heizperiode, Übergang, Sommer) werden als Stützstellen zur Bestimmung der Grundlastgeraden und Heizgeraden verwendet. Die Grundlast wird nach Gleichung (5-2) errechnet und liegt somit auf Höhe des sommerlichen Wärmeverbrauchs. 248

261 (5-2) Monatsmittelwert des sommerlichen Wärmeverbrauchs Die Heizgerade wird gemäß Gleichung (5-3) unter Nutzung der Monatsmittelwerte für den Heizenergieverbrauch und die Gradtagzahl der repräsentativ für die Übergangszeit und die Heizperiode ausgewählten Monate berechnet. ( ) (5-3) E H Monatsmittelwert des Heizwärmeverbrauchs in der Heizperiode E U Monatsmittelwert des Heizwärmeverbrauchs im Übergangszeitraum G H Monatsmittelwert der Gradtagzahl in der Heizperiode G U Monatsmittelwert der Gradtagzahl im Übergangszeitraum Die Heizgrenze eines Gebäudes, welche im Allgemeinen durch die Heizgrenztemperatur charakterisiert ist, wird im betrachteten Lösungsansatz durch Bestimmung der entsprechenden Gradtagzahl bzw. als Schnittpunkt zwischen Grundlast- und Heizgerade nach Gleichung (5-4) ermittelt. ( ) (5-4) Die Prognose des witterungsabhängigen Heizenergieverbrauchs erfolgt abschließend unter Verwendung der Gleichungen (5-2) bis (5-4) und mittels der Gradtagzahlen für die zu untersuchenden Monate. Die hierzu benötigten Gradtagzahlen können wieder aus Tagesmittelwerten der Außentemperatur (eigene Wettermessungen, örtliche Wetterstationen, Deutschen Wetterdienst) berechnet oder direkt vom Deutschen Wetterdienst erworben werden. Eine Witterungsbereinigung der auf diese Weise abgeschätzten Heizenergieverbräuche ist analog zu messtechnisch erfassten Energieverbrauchsdaten unter Nutzung geeigneter Verfahren, wie mittels Klimafaktoren, möglich. Zur Validierung des zuvor beschriebenen Verfahrens der Verbrauchsabschätzung wurden die messtechnisch erfassten Verbrauchsdaten aus dem Monitoring der Stahlbauhalle in Aachen herangezogen. In mehreren diesbezüglichen Vergleichsrechnungen sind, dem Verfahren entsprechend, aus dem Zeitraum des Monitoring willkürlich bestimmte Verbrauchsperioden mit einer jeweiligen Dauer von 14 Tagen ausgewählt worden. In Variante 1 wurden zwecks Validierung jeweils zwei Wochen im August 2011 (Sommer), im April 2011 (Übergangszeit) und im Dezember 2011 (Heizperiode) selektiert. Der Vergleich des prognostizierten mit dem realen monatlichen Heizwärmeverbrauch der Stahlbauhalle im Zeitraum von Februar 2011 bis Juni 2012 in Abbildung 5-3 zeigte eine Abweichung zwischen -9,9 bis +35,5 %. Die prozentuale Abweichung des abgeschätzten Wärmeverbrauchs bezogen auf Abrechnungszeiträume von jeweils 12 Monaten zum realen Wärmeverbrauch betrug zwischen +2,4 bis +7,0 %. 249

262 Abbildung 5-3: vergleichende Darstellung von messtechnisch erfasstem Fernwärmebrauch und Verbrauchsschätzung für den Zeitraum des Monitoring von Februar 2011 bis Juni 2012 In der zweiten Variante zur Validierung des hier beschriebenen Verfahrens wurden abermals zufällig ausgesuchte Verbrauchsmessungen aus der Stahlbauhalle mit jeweils zweiwöchiger Dauer vom August 2011 (Sommer), Mai 2012 (Übergangszeit) und vom Februar 2012 verwendet. Die Resultate dieses Versuchs der Energieverbrauchsabschätzung sind anhand von Abbildung 5-4 mit dem Vergleich zur Heizwärmeverbrauchsmessung für den Zeitraum von Februar 2011 bis Juni 2012 grafisch dargestellt. Die Abweichung des monatlich prognostizierten vom realen Wärmeverbrauch lag hierbei zwischen 18,5 % und +33,8 %. Über eine Abrechnungsperiode von einem Jahr betrachtet verfehlte die Heizenergieverbrauchsschätzung den wirklichen Wärmeverbrauch nur in einem Bereich von +0,4 bis +6,7 %. Abbildung 5-4: vergleichende Darstellung von messtechnisch erfasstem Fernwärmebrauch und Verbrauchsschätzung für den Zeitraum des Monitoring von Februar 2011 bis Juni 2012 Abschließend zur Validierung dieses Lösungsansatzes einer Energieverbrauchsabschätzung wurden in Variante 3 zweiwöchige Wärmemengenmessungen vom Juli 2011 (Sommer), Oktober 2011 (Übergangszeit) und vom Januar 2012 gewählt. In Ergebnis der Auswertung war zwischen dem monatlich prognostizierten und dem realen Wärmeverbrauch eine prozentuale Abweichung zwischen 11,1 bis 30,0 % zu erkennen, was auch anhand des Säulendiagramms in Abbildung 5-5 ersichtlich wird. Auf einen auf zwölf Monate begrenzten 250

263 Verbrauchszeitraum bezogen, wich der geschätzte Wärmeverbrauch lediglich um ca. -0,5 bis +3,4 % von den Wärmeverbrauchmessungen des Monitoring in der Stahlbauhalle ab. Abbildung 5-5: vergleichende Darstellung von messtechnisch erfasstem Fernwärmebrauch und Verbrauchsschätzung für den Zeitraum des Monitoring von Februar 2011 bis Juni 2012 Wie die Validierung erkennen ließ, ist mit dem hier beschriebenen Ansatz zur Abschätzung des Heizenergieverbrauchs ein, unter Berücksichtigung gewisser Einschränkungen, geeignetes Verfahren zur Durchführung eines Kurzzeit-Monitoring gefunden, welches eine grundlegende energetische Charakterisierung eines Gebäudes erlaubt. Abgesehen von den zuvor genannten Voraussetzungen ist es darüber hinaus aber erforderlich die repräsentativen kurzzeitigen Wärmeverbrauchsmessungen in Zeiträumen mit normaler Nutzung durchzuführen, da außergewöhnliche oder sehr selten auftretende Nutzungsänderungen oder Ereignisse die Ergebnisse aus dem Verfahren massiv verfälschen können. Ebenso sollten auch bauliche oder anlagentechnische Veränderungen am Gebäude während der gesamten Dauer des Kurzzeit-Monitoring bzw. der Durchführung der Referenzmessungen vermieden bzw. das Kurzzeit-Monitoring dementsprechend zeitlich angepasst werden. Ein diesbezügliches Beispiel zeigt die Auswertung der Wärmemengenmessungen aus der zmb-halle im Zeitraum von Februar 2011 bis Juni 2012 in Abbildung 5-6. Dargestellt sind die, aus dem Heizenergieverbrauch ermittelten, täglichen Heizleistungen der Halle aufgetragen über dem Tagesmittel der Außentemperatur. Denn aufgrund der Hallenerweiterung und der damit verbundenen Veränderung des Heizenergieverbrauchs konnte keine Bewertung des Jahreswärmeverbrauchs vor der Erweiterungsmaßnahme erstellt werden. Hierzu ist anzumerken, dass eine zeitliche Eingrenzung von Beginn und Abschluss der Bauarbeiten aufgrund fehlender Informationen nur in unzureichender Weise möglich war. 251

264 Abbildung 5-6: aus Wärmeverbrauchsdaten ermittelte Heizleistung der zmb-halle (Februar 2011 bis Juni 2012) aufgetragen über der Außentemperatur (Aachen) Trotz ungewisser Datenlage wurde für zmb-halle der Versuch unternommen den Wärmeverbrauch nach erfolgter Hallenerweiterung mit dem hier beschrieben Verfahren abzuschätzen. Zu diesem Zweck wurden Wärmemengenmessungen mit 14 tägiger Dauer vom Mai 2012 (Sommer), April 2012 (Übergangszeit) und Februar 2012 (Heizperiode) als Stützstellen gewählt. Soweit ein Vergleich mit monatlich verfügbaren Wärmeverbrauchsdaten möglich, wurde im Vergleich mit den Ergebnissen der Verbrauchsschätzung eine Abweichung zwischen -14,0 bis +14,4 % ermittelt (siehe Abbildung 5-7). Auf der Verbrauchsprognose basierend, wurde bezogen auf die vergrößerte Nutzfläche ein nicht witterungsbereinigter Wärmeverbrauch nach erfolgter Hallenerweiterung in Höhe von 136,4 kwh/(m²a) ermittelt. Nach erfolgter Witterungsbereinigung beträgt der Wärmeverbrauch (Endenergie) nach der Erweiterung ca. 156,0 kwh/(m²a). Abbildung 5-7: vergleichende Darstellung des messtechnisch erfassten Fernwärmebrauchs (Januar bis Juni 2012) und der Verbrauchsschätzung für den Zeitraum von November 2011 bis Juni 2012 Ansatz zur Abschätzung des Stromverbrauchs Der Ansatz zur Abschätzung des jährlichen Stromverbrauchs eines Gebäudes basiert auf einer zeitlich stark eingeschränkten Stromverbrauchsmessung. Zu diesem Zweck werden entweder über einen definierten Zeitraum der Zählerstand eines eventuell vorhandenen 252

265 Stromzählers abgelesen oder mittels eines mobilen Messgerätes separate Messungen des elektrischen Energieverbrauchs vorgenommen. Aus dem erfassten Stromverbrauch wird zunächst ein Tagesmittelwert gebildet, indem der aufgezeichnete Energieverbrauch durch die Anzahl der Tage des betreffenden Zeitraums dividiert wird. Aus dem Tagesmittelwert wird anschließend durch Multiplikation mit der Anzahl der Tage eines Jahres oder einer Abrechnungsperiode der geschätzte jährliche Stromverbrauch ermittelt. Die Dauer der Stromverbrauchserfassung sollte über eine möglichst lange Zeitspanne erfolgen, um einen repräsentatives Ergebnis zu erzielen. Weiterhin sollte das Kurzzeit-Monitoring, im Hinblick auf eine der Realität möglichst angenäherte Prognose des jährlichen elektrischen Energieverbrauchs, in einen Zeitraum mit normaler Nutzung gelegt werden. Ist die Nutzung eines Hallengebäudes stetigen Veränderungen unterworfen, sind mehrere einzelne Kurzzeit- Messungen durchzuführen und die Kennwerte des Stromverbrauchs der einzelnen Perioden zu einem Jahresenergieverbrauch zusammenzufassen. Es ist jedoch auch hier zu beachten, dass auf Grundlage des elektrischen Jahresenergieverbrauchs eines Gebäudes keine energetische Bewertung der Anlagentechnik möglich ist, da zu diesem Zweck ein intensives Monitoring und Strommessungen in Teilsystembereichen erforderlich sind. Am Beispiel der Stahlbauhalle in Aachen wurde versucht, nach dem oben genannten Ansatz den Stromverbrauch der Halle für den Zeitraum eines Jahres abzuschätzen. Zu diesem Zweck wurden die Ergebnisse der Stromverbrauchsmessungen während des Monitoring von Februar bis August 2011 ausgewertet und willkürlich einzelne Messperioden mit jeweils 14 tägiger Dauer ausgewählt. In Abbildung 5-8 sind diesbezüglich beispielhaft die Resultate von zwei 14 tägigen Stromverbrauchsmessungen im Februar 2011 sowie im August 2011 anhand von Säulendiagrammen mit der Darstellung des täglichen Energieverbrauchs abgebildet. Die Messung des elektrischen Energieverbrauchs zwischen dem 12. Und dem ergab einen täglichen Stromverbrauch der Stahlbauhalle in Höhe von 357,2 kwh/d. Multipliziert mit 365 Tagen (Dauer eines Jahres) resultierte hieraus ein jährlicher Stromverbrauch von kwh/a. Weitere Ergebnisse zur Schätzung des jährlichen Stromverbrauchs der Stahlbauhalle der RWTH Aachen sind gemeinsam mit den Aufzeichnungen des elektrischen Jahresenergieverbauchs aus den Jahren 2005 bis 2008 in Tabelle 5-1 aufgeführt. Wie den Ergebnissen der Energieverbrauchsschätzung zur Stahlbauhalle zu entnehmen ist, liegen die ermittelten jährlichen Stromverbräuche im Bereich der im Zeitraum zwischen 2005 und 2008 aufgezeichneten Energieverbrauchsdaten. Eine Korrelation mit der Außentemperatur, wie beim Wärmeverbrauch, scheint hier nicht begründbar zu sein, da der Stromverbrauch vorrangig durch die Hallennutzung bestimmt wird. 253

266 Tabelle 5-1: aufgezeichneter Jahresverbrauch der Stahlbauhalle an elektrischer Energie von 2005 bis 2008 sowie Resultate einer Energieverbrauchsabschätzung basierend auf Strommessungen in unterschiedlichen Zeiträumen Zeitraum elektrischer Energieverbrauch von bis [kwh/d] [kwh/a] , , , , , , , , Abbildung 5-8: Ergebnisse von zwei jeweils 14 Tage andauernden Stromverbrauchsmessungen (vom und ) in der Stahlbauhalle als Grundlage einer Schätzung des jährlichen Stromverbrauchs 5.3 Allgemeine Optimierungsvorschläge für Hallen in Metallleichtbauweise Die energetische Optimierung von Gebäuden hinsichtlich der Gebäudehülle und Anlagentechnik ist bereits seit Jahren Gegenstand zahlreicher Projektstudien und wurde in unzähligen Literaturquellen (Bücher, Zeitschriften, Leitfäden, Handlungsempfehlungen) sowie Normen und Richtlinien thematisiert. Bezogen auf große Gebäude und Hallen wurde im Dezember 2011 der Abschlussbericht zur Projektstudie Gesamtanalyse Energieeffizienz von Hallengebäuden [GAEEH_2011] mit einem bereits umfassenden Katalog von Optimierungsvorschlägen für Hallengebäude veröffentlicht. Die im Rahmen dieses Vorhabens aufgedeckten Optimierungspotentiale für Hallen in Metallleichtbauweise unterscheiden sich zum Teil kaum von den allgemein verbreiteten Optimierungsvorschlägen für Gebäude, da im nicht sanierten Hallenbestand zu einem überwiegenden Teil noch keine oder nur wenige Maßnahmen zur Steigerung der energetischen Effizienz umgesetzt wurden. Zudem musste überraschend festgestellt werden, dass selbst in modernisierten oder neu errichteten Hallen mit einer, dem heutigen Stand der Technik entsprechenden, gebäudetechnischen Ausstattung in mancher Hinsicht nicht das erwartete Maß an Energieeffizienz erreicht wurde. Die nachfolgend stichpunktartig aufgelisteten und in Kategorien untergliederten Optimierungsvorschläge für Hallen in Metallleichtbauweise basieren zum großen Teil auf den Erkenntnissen aus diesem Projekt, wobei jedoch nicht alle genannten Maßnahmen im Verlauf dieses Vorhabens untersucht werden konnten. Intention der hier gegebenen Übersicht ist die Abdeckung eines möglichst breiten Spektrums über Maßnahmen zur energetischen Optimierung von Hallen hinsichtlich Gebäudehülle und Anlagentechnik. 254

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