mauerwerk 01/2015 free sample copy

1Volume 19February 2015ISSN 1432-3427A 43283

– Masonry panel system with two-component polyurethane adhesive Mauertafeln mit Zweikomponenten-Polyurethanklebstoff– The bending strength of masonry Biegezugfestigkeit von Mauerwerk– Load-carrying capacity of masonry with textile reinforced rendering Tragfähigkeit von Mauerwerk mit textilbewehrtem Putz– A proposal for the restructuring of the Eurocode EN 1996-1-1 Ein Vorschlag zur Neustrukturierung des Eurocode EN 1996-1-1– Infl uencing factors on the energy demand of walling systems Einfl ussfaktoren auf den Energiebedarf von Wandsystemen– Classifi cation of SIM infi ll panels Klassifi kation von SIM-Ausfachungswänden

MauerwerkZeitschrift für Technik und ArchitekturEuropean Journal of Masonry

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Lässt jede gut aussehen.Mit dem bewährten HALFEN Konsolanker HK4

hält Ihre Fassadenverblendung dauerhaft und optimal.

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

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

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

Auszug Übersicht HK-Typen

D ie Verblendung von Fassaden ist attraktiv und wirtschaftlich.

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

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

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

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

Anwendungen bei Verblendmau-erwerk.

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

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Inhalt

Mauerwerk1

Editorial

1 Wolfgang Brameshuber The Masonry journal is becoming international Die Zeitschrift Mauerwerk wird international

Articles – Fachthemen

3 Wolfgang Brameshuber, Markus Graubohm Prefabricated masonry panel system with two-component polyurethane adhesive Vorgefertigte Mauertafeln mit Zweikomponenten-Polyurethanklebstoff

27 Ulf Schmidt, Wolfram Jäger, Wolfgang Brameshuber, Tammam Bakeer The bending strength of masonry Biegezugfestigkeit von Mauerwerk

40 Catherine (Corina) Papanicolaou, Thanasis Triantafi llou, Pere Roca Fabregat Increase of load-carrying capacity of masonry with textile reinforced rendering Erhöhung der Tragfähigkeit von Mauerwerk mit textilbewehrtem Putz

52 Wolfgang Brameshuber A proposal for the restructuring of the Eurocode EN 1996-1-1 Ein Vorschlag zur Neustrukturierung des Eurocode EN 1996-1-1

64 Dariusz Alterman, Adrian Page, Behdad Moghtaderi, Congcong Zhang Contribution of thermal resistance and thermal mass to the energy demand

of walling systems Beitrag des Wärmedurchlasswiderstandes und der thermischen Masse

zum Energiebedarf von Wandsystemen

74 Yuri Z. Totoev Classifi cation of SIM infi ll panels Klassifi kation von SIM-Ausfachungswänden

Reports – Berichte

80 Sustainable Buildings for Future Project: “Innovative insulation technology for reducing the heat losses in masonry

construction, with the aim of ensuring 0-energy standards” Zukunft durch nachhaltiges Bauen Projekt: „Innovative Dämmtechnik zur Reduzierung der Transmissionswärmeverluste

im Mauerwerksbau, mit dem Ziel der Gewährleistung des 0-Energie-Standards“

83 Ulrich Finsterwalder Structural Engineering Award 2015 Impressions from the judging panel’s meeting on 21.11.2014 Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015 Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

Regular Features – Rubriken

73 Companies and associations – Firmen und Verbände (s. a. 88)79 Events – Veranstaltungen

A4 Products & Projects – Produkte und Objekte

A9 Anbieterverzeichnis

With the Burdenko residential and business building, Russian architect Sergey Skuratov has created a communicative clinker brick sculpture in the historic centre of Moscow. The textured façade design using clinker bricks specifi cally developed for the project determines the overall appearance, especially with reference to the sculptural effect created by the protrusion of various clinker bricks in the façade (cf. pages A5 and A6).

Der russische Architekt Sergey Skuratov inszeniert mit dem Wohn- und Geschäftshaus Burdenko eine kommunikative Skulptur aus Klinker im historischen Zentrum von Moskau.Die Fassadengestaltung mit eigens für das Projekt entwickelten Klinkern prägt das Erscheinungsbild, besonders die Relieffi erung mit einzelnen hervorstehenden Klinkern (s. S. A5 und A6).

Foto: Hagemeister

19. JahrgangFebruar 2015, Heft 1ISSN 1432-3427 (print)ISSN 1437-1022 (online)

Bitte beachten:

Die gedrucktenJahresinhaltsverzeichnisse 2014erhalten unsere Abonnenten mit dieser Ausgabe.

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Multipor boasts natureplus credentialsThe Multipor mineral insulation board continues to carry the “na-tureplus” quality mark for particularly environmentally compatible healthy building products. Another production facility, in Köln-Porz, has now also obtained certification. The insulation board pro-duced at the Stulln factory has passed the obligatory repeat exam-ination for the second time. Production of the board in the Köln-Porz facility has now also been audited and successfully certified. This solid insulation board keeps its shape and the only materi-als required in its production are sand, lime, cement and water. It thus complies with the very strict requirements of the inde-pendent natureplus quality mark in all areas, including ecologi-cal and sustainable production, as well as in terms of recycling suitability. Offcuts that are not mixed with other materials can be returned to the production cycle; demolition material can ei-ther be recycled or disposed of in landfill sites without any prob-lem. In the interest of health protection, natureplus demands particularly low emissions of noxious substances. Multipor com-plies with this requirement without any difficulty. Multipor can be used universally in almost all situations in a building – both as internal insulation and as a compound system for the external insulation of walls, for the insulation of flat and sloping roofs and the insulation of basement ceilings. Its struc-ture allows diffusion, thereby preventing moisture-induced mould or construction defects; in applications as external insu-lation it is “woodpecker-proof”. The insulation material is fully mineral-based and non-combustible (construction material class A) and does not produce any smoke or poisonous vapours in the case of fire. It also limits the spread of flame.

For further information, please visit www.natureplus.org, www.multipor.de

Multipor setzt Zeichen mit natureplusDie mineralische Dämmplatte Multipor trägt weiterhin das na-tureplus-Qualitätszeichen für besonders umweltfreundliche und gesunde Bauprodukte. Neu zertifiziert wurde ein weiteres Her-stellungswerk in Köln-Porz. Bereits zum zweiten Mal haben die Dämmplatten aus dem Werk Stulln die obligatorische Wieder-holungsprüfung bestanden. Neu geprüft und erfolgreich zertifi-ziert wurde die Herstellung im Werk in Köln-Porz. Die massive Dämmplatte ist formstabil und wird lediglich aus Sand, Kalk, Zement und Wasser hergestellt. Die strengen Anfor-derungen des unabhängigen natureplus-Qualitätszeichens erfüllt sie in allen Bereichen. Sowohl was die Vorgaben für eine ökolo-gische und nachhaltige Produktion betrifft, als auch für das Re-cycling. Sortenreine Reste können dem Produktionskreislauf wieder zugeführt werden, Abbruchmaterialien werden problem-los deponiert oder wiederverwertet. Zum Schutz der Gesund-heit fordert natureplus besonders niedrige Emissionen an Schadstoffen. Auch diese Disziplin meistert Multipor ohne Pro-bleme. Multipor ist universell einsetzbar an nahezu allen Bauteilen ei-nes Gebäudes: Sowohl als Innendämmung als auch Verbundsys-tem zur Außendämmung der Wände, bei der Dämmung von Flach- und Schrägdächern sowie zur Dämmung von Kellerde-cken. Seine diffusionsoffene Struktur verhindert feuchtebedingte Schimmel- und Bauschäden und ist als Außenwanddämmung „spechtsicher“. Der vollmineralische Dämmstoff ist nicht brenn-bar (Baustoffklasse A) und entwickelt im Brandfall keinen Rauch oder giftige Dämpfe. Zudem hemmt er die Weiterleitung der Flammen.

Weitere Informationen unter www.natureplus.org, www.multipor.de

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Tel. +49 (0)6201 606-400Fax +49 (0)6201 [email protected]

Ernst & SohnVerlag für Architektur und technischeWissenschaften GmbH & Co. KG

Mauerwerk-Kalender 2015

Die bauaufsichtliche Einführung des Eurocode 6 ist für 2015 geplant. Der diesjährige Mauerwerk-Kalender befasst sich deshalb ergänzend zu den Ausgaben von 2012 und 2014 mit vertiefenden Fragestellungen der Bemessung.

Einen weiteren Schwerpunkt bildet entsprechend seiner zu-nehmenden Bedeutung das Bauen im Bestand. Anspruchsvol-le Instandsetzungsprojekte werden vorgestellt und das Trag-verhalten historischer Bausubstanz wird erörtert.

Online-Bestellung: www.ernst-und-sohn.de

Hrsg.: Wolfram Jäger


Schwerpunkte: Bemessung,

Bauen im Bestand

2015. ca. 700 Seiten

ca. € 144,–

Fortsetzungspreis ca. € 124,–

ISBN: 978-3-433-03106-3

Erscheinungstermin: Frühjahr 2015

Auch als erhältlich

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A5Mauerwerk 19 (2015), Heft 1

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Confident dialogue – clinker bricks dominate the Burdenko residential and business complex With the Burdenko residential and business building, the Russian architect Sergey Skuratov has created a communicative clinker brick sculpture in the historic centre of Moscow (Figure 1). The guiding idea was the design of a harmonious, expressive urban space composition that suits the location and offers comfortable, upmarket housing. Covering a total area of 12,740 m2, the com-plex consists of three succinct parts. Using clever staggering of the building volume, Skuratov has succeeded in accommodating 33 apartments with floor areas of between 100 and 250 m2, with-out restricting the view of, and daylight to, the opposite build-ings. Owing to the textured façade that consists of the multi- coloured and faceted Hagemeister clinker brick of the specially produced “Burdenko” assortment, the prestigious new building enjoys respect and appreciation in the neighbourhood.

Fig. 1. Burdenko residential and business building in MoscowBild 1. Wohn- und Geschäftshaus Burdenko in Moskau

The demolition of a historic four-storey brick building prompted Skuratov to design a building with a predominant brick clinker feature that links the place with its history. From a certain an-gle, the residential and business building links up with the resi-dential Belgravia complex dating from 2000, which was also built to plans by Skuratov. However, the focus of the new resi-dential and business building at Burdenko Street is on itself and its immediate neighbourhood. The complex consists of three ele-ments: a five-storey apartment building, which borders the given building line and is in perfect keeping with the surroundings. A twelve-storey tower block, which provides a landmark in the skyline of the city centre. An independent two-storey town resi-dence in a terraced garden completes the ensemble. Together, these three distinct building volumes enter into a confident dia-logue with their historic environment. On the outside, the textured façade design using Hagemeister clinker bricks of the “Burdenko” assortment specifically devel-oped for the project determines the overall appearance (Figure 2). “In European architecture, this detailing is a common feature” reasons Skuratov with reference to the sculptural effect created by the protrusion of various clinker bricks in the facade (Figure 3). “It makes it possible to enliven the façade and gives it additional complexity and density, which is necessary in order to be able to compete with historic architectural pattern systems.” Overall, there is an area of 4,000 m2 of clinker face bricks, which were produced in a special firing for the project using the non-stand-ard format of 210 × 100 × 48 mm. In total, 280,000 clinker bricks and 20,000 special-shaped clinker bricks were used. The ani-

mated appearance of even larger parts of the elevation has been created by harmonious changes in the colouring of the bricks, which includes earthy shades in the range from red-brown to sand-coloured – similar to the play of light and shadow in the sur-rounding deciduous trees. “Clinker bricks in combination with the sculptural façade design and the space composition have cre-ated a unique and unforgettable facade, which enhances and en-livens the street elevation overall”, says the architect.Brick-faced beams at oriels and projecting elements, vertical joints with a strong structuring effect and large asymmetrical win-

Fig. 3. The relief image of the façade is created by the protrusion of selected bricksBild 3. Lebendigkeit durch Relieffierung einzelner hervorstehender Klinker

Fig. 2. Colourful façade using clinker bricks in different colour finishesBild 2. Vielfarbige Fassade durch changierende Klinker

* Der €-Preis gilt ausschließlich für Deutschland. Inkl. MwSt. zzgl. Versandkosten. Irrtum und Änderungen vorbehalten. 1105106_dp





Die bauaufsichtliche Einführung des Eurocode 6 ist für 2015 geplant. Der diesjährige Mauerwerk-Kalender befasst sich deshalb ergänzend zu den Ausgaben von 2012 und 2014 mit vertiefenden Fragestellungen der Bemessung.

Einen weiteren Schwerpunkt bildet entsprechend seiner zu-nehmenden Bedeutung das Bauen im Bestand. Anspruchsvol-le Instandsetzungsprojekte werden vorgestellt und das Trag-verhalten historischer Bausubstanz wird erörtert.

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Hrsg.: Wolfram Jäger


Schwerpunkte: Bemessung,

Bauen im Bestand

2015. ca. 700 Seiten

ca. € 144,–

Fortsetzungspreis ca. € 124,–

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Erscheinungstermin: Frühjahr 2015

Auch als erhältlich

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dow reveals give the building a sculptural character (Figure 4). Decorative rhythms and sub-divisions are part of the design scheme, which shines forth through the façade material. The win-dow reveals that taper towards the inside give the building the necessary depth and visual variation, depending on the changing light conditions. In this way, the Burdenko residential and busi-ness complex succeeds in establishing its own presence as an in-teresting and varied brick structure in a historic neighbourhood.

Fig. 4. Large asymmetrical window reveals give additional depth to the façade(Photos: Hagemeister)Bild 4. Zusätzliche Fassadentiefe durch großflächige, asymmetrische Fensterlaibungen(Fotos: Hagemeister)

Selbstbewusster Dialog – Klinker prägen Wohn- und Geschäftskomplex Burdenko Der russische Architekt Sergey Skuratov inszeniert mit dem Wohn- und Geschäftshaus Burdenko eine kommunikative Skulp-tur aus Klinker im historischen Zentrum von Moskau (Bild 1). Leitende Idee war die Gestaltung einer harmonischen, zum Ort passenden und ausdrucksstarken baustädtischen Raumkomposi-tion, die gleichzeitig komfortables und gehobenes Wohnen bietet. Auf einer Gesamtfläche von 12 740 m2 gliedert sich der Komplex in drei Baukörper. Mit einer geschickten Staffelung der Volumen gelingt es Skuratov, 33 Wohnungen mit 100 bis 250 m2 Grundflä-che zu realisieren, ohne Aussicht und Belichtung der gegenüber-liegenden Bauten einzuschränken. Durch die texturierte Fassade aus vielfarbig changierendem Hagemeister Klinker der speziell angefertigten Sortierung „Burdenko“ verschafft sich der repräsen-tative Neubau in seiner Umgebung Respekt und Ansehen.Der Abbruch eines historischen vierstöckigen Ziegelhauses ver-anlasste Skuratov zu den Plänen einer prägenden Klinkerarchi-tektur, die an die Geschichte des Ortes anknüpft. Aus dem Augen-winkel nimmt das Wohn- und Geschäftshaus Kontakt mit dem Wohnkomplex Belgravia auf, der im Jahr 2000 ebenfalls nach den Plänen Skuratovs gebaut wurde. Seinen Fokus richtet das neue Wohn- und Geschäftshaus an der Burdenko Street aber auf sich selbst und seine unmittelbare Nachbarschaft. Der Kom-plex besteht aus drei Elementen: Ein fünfgeschossiges Wohnhaus, das die vorgegebene Baulinie einhält, passt sich perfekt der Um-gebung an. Ein zwölfgeschossiges Hochhaus stellt mit seiner Silhouette einen Orientierungspunkt im Stadtzentrum her. Eine zweigeschossige, eigenständige Stadtvilla in einem terrassenför-mig angelegten Garten ergänzt das Ensemble. Gemeinsam tre-ten diese drei Baukörper in einen selbstbewussten Dialog mit ihrer historischen Umgebung.

Nach außen prägt eine texturierte Fassadengestaltung mit Hage-meister Klinker der eigens für das Projekt entwickelten Objekts-ortierung „Burdenko“ das Erscheinungsbild (Bild 2). „Diese Technik ist bekannt in der europäischen Architektur“, begründet Skuratov die Relieffierung mit einzelnen hervorstehenden Klin-kern (Bild 3). „Sie ermöglicht, die Fassade zu beleben, verleiht ihr zusätzliche Komplexität und Dichte, die notwendig ist, um gegen die historischen Ordnungssysteme in der Architektur in Wettbe-werb zu treten.“ Die verklinkerte Fläche beträgt insgesamt 4 000 m2 und besteht aus einem speziellen Objektbrand im Son-derformat 210 × 100 × 48 mm. Insgesamt wurden 280 000 Klinker und 20 000 Formklinker verarbeitet. Zur Lebendigkeit auch groß-flächiger Partien trägt zudem die harmonisch changierende Far-bigkeit der Klinker in abwechslungsreichen rotbraunen bis sand-farbenen Erdtönen bei – ähnlich dem Licht- und Schattenspiel der umgebenden Laubbäume. „Klinker in Verbindung mit der plastischen Fassadengestaltung und der Raumkomposition hat ein einzigartiges und unvergessliches Fassadenbild erzeugt, das die Straße insgesamt belebt und verschönert“, so der Architekt.Gemauerte Unterzüge von Erkern und Konsolen, stark gliedernde vertikale Fugen und großflächige, asymmetrische Fensterlaibun-gen verleihen dem Gebäude einen skulpturalen Charakter (Bild 4). Dekorative Rhythmen und Unterteilungen sind der Bauplan, der durch den Stoff der Fassade durchscheint. Die sich nach innen verjüngenden Fensterlaibungen geben dem Gebäude zusätzlich die notwendige Tiefe und Vielfalt von Bildern, abhängig von den wechselnden Lichtverhältnissen. So gelingt es dem Wohn- und Geschäftskomplex Burdenko, sich als abwechslungsreich gemauerte Skulptur in seiner historisch geprägten Nachbar-schaft zu etablieren.

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Unipor offers new products for energy aware building

With its latest range of products, the Unipor Group considers it-self to be well prepared for 2015: Both in the detached building as well as in the multi-storey housing sector, Unipor offers an optimum wall building material solution for virtually every con-struction project. Since the need for housing continues to be high especially in conurbations, the demands on the building structure and on wall building materials are changing. Statutory and economic demands on new builds also require ever higher quality and sustainable building materials.The Unipor Group has also reacted to these developments with the new “Unipor WS08 Coriso” brick (Figure 1). It is suitable for building detached, semi-detached and townhouses as well as for multi-storey housing and is thus considered to be a “solid all-rounder”. From a wall thickness of 30 cm, the solid brick pro-

Fig. 1. Fulfils the demands for energetic construction projects: The Unipor WS08 Coriso brick. Bild 1. Erfüllt die Ansprüche an energetische Bauvorhaben: der Mauerziegel „Unipor WS08 Coriso“

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Products & Projects – Produkte & Objekte

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vides a high sound-absorbing value Rw,Bau,ref of at least 48.2 dB. It exceeds the cur-rent demands of the Energy Saving Directive (EnEV) and thus creates the preconditions for the construction of KfW funded effi ciency houses. With a thermal conductance of just 0.08 W/(mK), the Uni-por WS08 Coriso already has outstanding thermal insula-tion from a wall thickness of 30 cm. In addition, in time for BAU 2015 in Munich, the Unipor Group had developed a com-pletely new type of brick. It is known as the “Unipor Silva-cor”, and the special feature is

that the brick is provided with an integrated fi lling of insulating material consisting of pure wood fi bres (Figure 2). The Unipor Group is thus the fi rst supplier throughout Germany of solid bricks, which are fi lled with a 100 % renewable raw material. The new Silvacor bricks achieve the best construction values and are proving to be exceptional where healthy living is con-cerned. They are of particular interest for experts and employers who place particular emphasis on ecology and sustainability. As the fi rst brick of its kind, the “Unipor W07 Silvacor” is entering the market. It is designed for the construction of detached, semi-detached and townhouses and is outstanding due to its very high thermal insulation. With it, KfW fi nanced effi ciency houses can thus be built in a monolithic design – without addi-tional external insulation of the walls (WDVS).

Further information: UNIPOR Ziegel GruppeFax: +49 (0)89 – 74 98 67 11 [email protected], www.unipor.de

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Unipor bietet neue Produkte zum energiebewussten Bauen

Für 2015 sieht sich die Unipor-Gruppe mit ihrem aktuellen Produktangebot sehr gut aufgestellt: Sowohl im Sektor des Einfamilienhauses als auch im mehrgeschossigen Wohnungs-bau bietet Unipor für praktisch jedes Bauvorhaben eine opti-male Wandbaustoff -Lösung. Da der Bedarf an Wohnraum be-sonders in den Ballungszentren weiterhin hoch ist, verschieben sich die Ansprüche an Gebäudestruktur und Wandbaustoff e. Gesetzliche und wirtschaftliche Anforderungen an Neubauten verlangen zudem immer hochwertigere und nachhaltigere Bau-stoff e.Die Unipor-Gruppe reagiert auf diese Entwicklungen unter ande-rem mit dem neuen „Unipor WS08 Coriso“-Mauerziegel (Bild 1). Er eignet sich sowohl für den Bau von Einfamilien-, Reihen- und Doppelhäusern als auch für den mehrgeschossigen Wohnungs-bau und gilt daher als „massiver Alleskönner“. Bereits ab einer Wanddicke von 30 cm bietet der massive Mauerziegel einen ho-hen Schallschutzwert Rw,Bau,ref von mindestens 48,2 dB. Er über-triff t zudem die aktuellen Anforderungen der Energie-Einspar-verordnung (EnEV) und schaff t damit die Voraussetzungen für den Bau von KfW-geförderten Effi zienzhäusern. Mit einem Wärmeleitwert von nur 0,08 W/(mK) weist der Unipor WS08 Coriso bereits ab einer Wanddicke von 30 cm eine hervorra-gende Wärmedämmung auf.

Fig. 2. Wood fi bre fi lled brick Unipor Silvacor (Photos: UNIPOR, Munich)Bild 2. Holzfasergefüllten Mauerziegel „Unipor Silvacor“ (Fotos: UNIPOR, Mün-chen)

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Darüber hinaus hat die Unipor-Gruppe – pünktlich zur BAU 2015 in München – eine komplett neue Mauerziegel-Gattung entwickelt. Sie trägt den Namen „Unipor Silvacor“ und hat die Besonderheit, dass die Mauerziegel mit einer integrierten Dämm-stoff-Füllung aus sortenreinen Holzfasern versehen sind (Bild 2). Damit ist die Unipor-Gruppe der bundesweit erste Anbieter von massiven Mauerziegeln, deren Füllung aus einem 100 % nach-wachsendem Rohstoff besteht. Die neuen Silvacor-Ziegel errei-chen bauphysikalische Bestwerte und erweisen sich als äußerst wohngesund. Sie sind speziell für Fachleute und Bauherren inte-ressant, die besonderen Wert auf Ökologie und Nachhaltigkeit legen. Als erster Ziegel der neuen Gattung kommt der „Unipor W07 Silvacor“ auf den Markt. Er ist für den Bau von Einfami-lien-, Doppel- und Reihenhäusern konzipiert und überzeugt durch seine sehr hohe Wärmedämmung. Mit ihm lassen sich da-her auch KfW-geförderte Effizienzhäuser in monolithischer Bau-weise errichten – ohne zusätzliche Außendämmung der Wände (WDVS).

Weitere Informationen:UNIPOR Ziegel GruppeFax: 089 – 74 98 67 11 [email protected], www.unipor.de

Two-piece plastic insulating material clip

The two-piece plastic insulating material clip from EJOT is suit-able for insulating material thicknesses of 60 to 300 mm and re-duces the packaging volume by up to 80 %. It consists of two components, the shank as well as a separate disk element. The EJOT insulating material clip DH provides many benefits by comparison to standard plastic insulating material clips.Through the separate packaging of the shank and disc element, the packaging volume is reduced by up to 80 % when compared with one-piece insulating material clips. The insulating material clip has a setting depth restriction. This permits a precise fitting position with a setting depth of 30 mm both for brickwork as well as for concrete. High-grade plastic ensures proper installation even with large insulating material thicknesses and prevents the shank from buckling when it is be-ing driven into the subsurface. Subsequent positioning of the disk element solved an additional problem: Customary insulating material clips are occasionally driven too deep into the subsurface, since they do not have a setting depth restriction. As a result, the disk elements fixed on the shank compress the soft insulating material at this point. An

unwanted quilting effect occurs, which has a negative effect on the insulating characteristic and can cause the butt joints of the insulating material to gape open.

Further information: EJOT HOLDING GmbH & Co. [email protected]

Zweiteiliger Dämmstoffhalter aus Kunststoff Der zweiteilige Dämmstoffhalter aus Kunststoff von EJOT eig-net sich für Dämmstoffdicken von 60 bis 300 mm und reduziert das Verpackungsvolumen um bis zu 80 %. Er besteht aus zwei Einzelteilen, dem Schaft sowie einem separaten Tellerelement. Der EJOT Dämmhalter DH bietet viele Vorteile gegenüber her-kömmlichen Kunststoffdämmhaltern.

Fig. 1. The new insulating material clip consists of two components, the shank as well as a separate disk elementBild 1. Der neue Dämmhalter besteht aus zwei Einzelteilen, dem Schaft sowie einem separaten Tellerelement

Fig. 2. After installing the shank, the disk element is pushed onto the shank up to the insulating material Bild 2. Nach Einbau des Schaftes wird das Tellerelement auf den Schaft bis zur Dämmung aufgeschoben

Durch die separate Verpackung von Schaft und Tellerelement reduziert sich das Verpackungsvolumen im Vergleich zu einteili-gen Dämmhaltern um bis zu 80 %. Der Dämmhalter verfügt über eine Setztiefenbegrenzung. Da-durch wird eine exakte Einbausituation von 30 mm Setztiefe so-wohl für Mauerwerk als auch für Beton ermöglicht. Hochwerti-ger Kunststoff garantiert eine prozesssichere Montage auch bei großen Dämmstoffdicken und verhindert das Ausknicken des Schaftes beim Eintreiben in den Untergrund. Die nachträgliche Positionierung des Tellerelements löst ein wei-teres Problem: Herkömmliche Dämmstoffhalter werden manch-mal zu tief in den Untergrund eingetrieben, da sie über keine Setztiefenbegrenzung verfügen. Dadurch drücken die am Schaft befestigten Tellerelemente die weiche Dämmung an dieser Stelle ein. Es entsteht ein unerwünschter Steppdeckeneffekt, der sich negativ auf das Dämmverhalten auswirkt und die Stoßfugen der Dämmung sogar zum Aufklaffen bringen kann.

Weitere Informationen:EJOT HOLDING GmbH & Co. [email protected]

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AnbieterverzeichnisProdukte & Dienstleistungen

Mauerwerk 19 (2015), Heft 1

Abfangungen

Fassadenbefestigungen

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1© Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Mauerwerk 19 (2015), Heft 1

Editorial

The Masonry journal is becoming internationalDie Zeitschrift Mauerwerk wird international

Wolfgang Brameshuber

Liebe Leser der Zeitschrift Mauerwerk,

nun ist es vollbracht, vor Ihnen liegt eine richtig internati-onale Fassung der Zeitschrift Mauerwerk in zweisprachiger Ausfertigung. Vielleicht erinnern Sie sich: Einen Probelauf hat es im Sommer anlässlich der internationalen Mauer-

werkkonferenz in Portugal gegeben. Das Heft 3-4/2014 war ebenfalls schon zweispra-chig, gefüllt mit Artikeln deutschsprachiger Autoren aus Europa, deren Beiträge ins Englische übersetzt wurden. Das war der Modellversuch zu dem nun vorliegenden Pilotheft, in dem auch Beiträge von interna-tionalen, nicht deutschsprachigen Autoren veröffentlicht werden. In der Zukunft soll erreicht werden, dass die Beiträge zum Mau-erwerk von internationalen Autoren aus der ganzen Welt über neueste Erkenntnisse zum Mauerwerkbau in den Heften berichten.

Aus aktuellem Anlass wird zunächst über Mauerwerkfertigteile, die mit einem PU-Kleber an-stelle von Dünnbettmörtel hergestellt werden, berichtet. Hier wird in Kürze eine allgemeine bauaufsichtliche Zulas-sung erteilt werden. Die jüngst in Plattling/Bayern eröffnete Fertigungshalle erinnert in manchen Details an die Produk-tion von Fahrzeugen. Ein weiterer Beitrag beschreibt den aktuellen Stand zur Biegezug- und Biegetragfähigkeit von Mauerwerkwänden. Die Bedeutung einer realitätsnahen Betrachtung des Gesamtsystems und der Einflussfaktoren auf die Festigkeit werden hier besonders deutlich. Der Bei-trag von unseren südeuropäischen Partnern zum Thema Verstärken von Mauerwerk bzgl. Schubtragverhalten und Knicken zeigt, wie weit hier die Forschung bereits ist, und macht auch deutlich, wo die Entwicklungspotentiale für die Verstärkung von Mauerwerkwänden im Bestand ist. Ich selbst habe im Rahmen der Initiative zur Vereinfachung von Normen (PRB) versucht, die Fragen der Bemessung, Aus-führung und Baustoffe zu entzerren, um hier klare Verant-wortlichkeiten zu erhalten. Der Beitrag zeigt das Prinzip, und bringt auch Vorschläge für eine Umsetzung. Das birgt viel Sprengstoff, aber regt auch die Diskussion zu verschie-denen Themen an. Aus Australien kommen zwei Artikel: Der eine befasst sich mit der Analyse der Wärmedämmung und der spezifischen Wärmekapazität auf die Behaglichkeit und den Energiebedarf, betrachtet an Wänden in vier Wohngebäuden. Der andere befasst sich mit dem Trocken-

Dear Masonry readers

Here it is now – you have in front of you a proper inter-national version of the Masonry journal in bilingual form. Perhaps you will remember that last summer, on the oc-casion of the International Masonry Conference in Portu-gal, we had a trial run. Likewise, issue num-ber 3-4/2014 was already bilingual, includ-ing articles by German-speaking authors from Europe, and which had been trans-lated into English. That was the model trial for the pilot issue now in your hands, which also publishes contributions from interna-tional authors who are not German speak-ers. In future, we want international authors from all over the world to contribute reports to Masonry on the latest findings in ma-sonry construction.

Because it is currently in the news, this issue reports on prefabricated masonry com-ponents which are produced using a polyurethane adhe-sive instead of thin-bed mortar. This system will shortly be given general technical approval. The production facility recently opened in Plattling/Bavaria is reminiscent, in some details, of the production of vehicles. Another con-tribution describes the current status regarding the flexural tensile and bearing capacity of masonry walls. The impor-tance of a realistic assessment of the overall system and the factors influencing the strength become particularly appar-ent. The contribution by our southern-European partners on the subject of reinforcement of masonry / shear force capacity and buckling illustrates the status of research on this subject, and also what the development potential is for the reinforcement of the masonry walls of existing build-ings. I myself have, in the context of the initiative for the simplification of standards (PRB), attempted to clarify the issues relating to structural design, execution and building materials in order to obtain a clear picture of the respec-tive responsibilities. The article illustrates the principle and includes proposals for implementation. This is potentially explosive, but also stimulates the debate on various sub-jects. We have two articles from Australia; one of them addresses the analysis of thermal insulation and specific thermal capacity as they affect comfort levels and energy requirements, taking the walls in four residential buildings as examples. The other discusses the performance of dry

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Editorial

mauerwerk aus perforierten oder verdübelten Ziegeln in Bezug auf den Widerstand gegen Erdbebenbeanspruchung.

Ich würde mich sehr freuen, wenn Sie Ihren interna-tionalen Partnern und Freunden mitteilen, dass die Zeit-schrift Mauerwerk nun auch für den nicht deutschsprachi-gen Bereich zugänglich gemacht wird. So wird der eine oder andere die sicher sehr interessanten Beiträge lesen wollen und sich ein Heft kaufen. Das wäre der beste Erfolg für die Mühe, die ein solches Heft natürlich auch erfordert.

masonry consisting of perforated or dowelled bricks in re-lation to earthquake-resistance.

I would be very pleased if you would tell your interna-tional partners and friends that the Masonry journal is now also available for non-German speakers. One or other of them will surely be wanting to read the very interesting contributions, and purchase an issue. That would be the best reward for the effort that such an issue obviously re-quires.

Yours – Ihr Wolfgang Brameshuber

ibac – Institut für BauforschungInstitute of Building Materials Research

RWTH Aachen University

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Ernst & SohnVerlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG

Call for Papers

Masonry building of all types, brought together in a specialist journal for all Eu-rope. Technical developments, the latest research results and the practical applica-tion of masonry products are accompa-nied by specialist articles, reports and sup-plementary information and innovations. Mauerwerk is also the only journal that covers this entire range.

Mauerwerk is seeking original papers of the highest quality for publication. Pa-pers will cover all aspects of the design, construction, performance in service, sustainability, strengthening of masonry structures, including papers on research.

Mauerwerksbau in allen Façetten, zu-sammengeführt in einer Fachzeitschrift für Europa. Technische Entwicklungen, neueste Forschungsergebnisse und die praktische Anwendung von Mauerwerks- produkten werden mit Fachaufsätzen, Berichten und ergänzenden Informatio-nen begleitet. Mauerwerk ist die ein-zige unabhängige Zeitschrift, die diese gesamte Bandbreite abdeckt.

Mauerwerk ist stets auf der Suche nach aktuellen Fachbeiträgen. Die Fachar-tikel sollten Aspekte der Entwicklung, Konstruk tion, Nachhaltigkeit, Anwen-dungen von Mauerwerksprodukten sowie Forschungsergebnisse abdecken.

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DOI: 10.1002/dama.201500644Wolfgang BrameshuberMarkus Graubohm

Prefabricated masonry panel system with two-component polyurethane adhesiveVorgefertigte Mauertafeln mit Zweikomponenten- Polyurethanklebstoff

Building with factory-prefabricated masonry panels made of clay units meanwhile has become a long-established, field-proven construction method. The advantages are shorter construction time for shell constructions, lower construction costs and uniform level of quality as well as high dimensional accuracy of the ma-sonry panels and a production that is independent of weather in-fluences. An innovation in the field of prefabricated masonry is the dry bonding method for prefabricated masonry panels made of clay units whereby, instead of a conventional thin layer mortar, a two-component polyurethane adhesive (2C-PUR) is applied by machine to the flat ground surface of the clay unit. In mid 2013, the Institute of Building Materials Research (ibac) in Aachen was commissioned by Redbloc Deutschland GmbH to carry out tests on masonry prefabricated with 2C-PUR adhesive, to establish the necessary basis for obtaining a general technical approval (abZ) for masonry panels built according to the Redbloc system and thereby lay the foundations for using this new con-struction method in Germany.This article shall firstly give a survey of the test programme for the approval procedure agreed with the German building author-ity , Deutsches Institut für Bautechnik (DIBt), and present the key results obtained from the tests carried out in Aachen. Further-more the individual steps from planning via production in the pre-fabrication plant right through to transport and assembling of the masonry panels at the building site will be presented, taking the example of the first prefabrication factory of Redbloc Elemente GmbH opened at Plattling in Germany in the meantime.

1 Introduction

Building with factory-prefabricated masonry panels made of clay units meanwhile has become a long-established, field-proven construction method which, as a conse-quence of the growing cost pressure on building sites, is now being used not only in the construction of detached, semi-detached and terrace houses but also increasingly for larger residential complexes as well as commercial and industrial buildings. The advantages of construction with prefabricated elements are many and various. Be-sides shorter construction times for shell constructions and related lower construction costs resulting from effi-cient prefabrication of the masonry panels, one also ought to mention the uniform quality and high dimen-sional accuracy of masonry panels achieved by automated production that is independent of manual skills and weather influences.

Das Bauen mit werksmäßig vorgefertigten Mauertafeln aus Zie-geln ist eine inzwischen langjährig in der Praxis bewährte Bauart. Vorteile sind kürzere Rohbauzeiten, niedrigere Baukosten sowie gleichmäßiges Qualitätsniveau und hohe Maßgenauigkeit der Mauertafeln und die von Witterungseinflüssen unabhängige Pro-duktion. Eine Neuerung im Bereich des vorgefertigten Mauer-werks stellt das Trockenklebeverfahren für Ziegelfertigteilwände dar, bei dem anstelle eines herkömmlichen Dünnbettmörtels ein Zweikomponenten-Polyurethanklebstoff (2K-PUR) maschinell auf die plangeschliffene Ziegeloberfläche aufgetragen wird. Mitte des Jahres 2013 wurde das Institut für Bauforschung Aachen (ibac) von der Redbloc Deutschland GmbH mit Untersuchungen an mit 2K-PUR-Klebstoff vorgefertigtem Mauerwerk beauftragt, um die nötigen Grundlagen für die Erlangung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung (abZ) für Mauertafeln nach dem Redbloc-System und damit die Voraussetzungen für eine Anwen-dung dieser neuen Bauart in Deutschland zu schaffen.Der vorliegende Beitrag soll zunächst einen Überblick über das für das Zulassungsverfahren mit dem Deutschen Institut für Bau-technik (DIBt) abgestimmte Versuchsprogramm geben und die im Rahmen der Bearbeitung des Projektes in Aachen erzielten we-sentlichen Untersuchungsergebnisse vorstellen. Weiterhin wer-den die einzelnen Schritte von der Planung über die Produktion im Fertigteilwerk bis hin zum Transport und zur Montage der Mauertafeln auf der Baustelle anhand der ersten zwischenzeit-lich in Deutschland eröffneten Fertigteilfabrik der Redbloc Ele-mente GmbH in Plattling beispielhaft vorgestellt.

1 Einleitung

Das Bauen mit werksmäßig vorgefertigten Mauertafeln aus Ziegeln ist eine inzwischen langjährig in der Praxis be-währte Bauart, die infolge des wachsenden Kostendrucks auf den Baustellen mittlerweile nicht nur im Einfamilien-, Doppel- und Reihenhausbau, sondern immer häufiger so-wohl für größere Wohnanlagen als auch im Gewerbe- und Industriebau eingesetzt wird. Die Vorteile der Elementbau-weise sind dabei vielfältig. Neben den infolge der rationel-len Vorfertigung der Mauertafeln kürzeren Rohbauzeiten und damit verbunden niedrigeren Baukosten sind hier u. a. auch das gleichmäßige Qualitätsniveau und die hohe Maß-genauigkeit der Mauertafeln zu nennen, die durch die auto-matisierte, von handwerklicher Geschicklichkeit und Wit-terungseinflüssen unabhängige Produktion erreicht werden.

Bei den in der Vergangenheit verwendeten Herstel-lungstechniken wurden die Mauertafeln im Fertigteilwerk

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W. Brameshuber/M. Graubohm · Prefabricated masonry panel system with two-component polyurethane adhesive

4 Mauerwerk 19 (2015), Heft 1

With the manufacturing techniques used in the past, masonry panels were prefabricated in the factory like con-ventional masonry on a building site, standing upright with masonry units in comination with mineral masonry mor-tar, by the use of semi- or fully automated factory. An inno-vation in the field of prefabricated masonry is the patented dry bonding method for prefabricated masonry walls made of clay units developed collaboratively between an Ameri-can technology group and the Austrian-based firm of Red-bloc, whereby, instead of a conventional thin layer mortar, a two-component polyurethane adhesive (2C-PUR) is ap-plied by machine to the flat ground surface of the clay unit. Overall construction time is further shortened significantly by the dry bonding method and the innovative sawing technology, since no moisture is added during the produc-tion of the masonry panels and thus lengthy drying out phases can be dispensed with.

In mid 2013, the Institute of Building Materials Re-search (ibac) in Aachen was commissioned by Redbloc Deutschland GmbH to carry out tests on masonry prefab-ricated with 2C-PUR adhesive, to establish the necessary basis for obtaining a general technical approval (abZ) for masonry panels built according to the Redbloc system and thereby lay the foundations for using this new construction method in Germany.

2 Tests for suitability2.1 Test programme for the approval procedure

The test programme comprised tests on masonry units, composite test specimens and masonry walls. First of all, the basic standard properties of the high precision hollow clay units chosen for the approval procedure (see section 2.2.1) were determined. In the second step, tests were car-ried out on small test specimens to determine the bonding behaviour under shear and tensile load as well as the strength development and durability of the 2C-PUR adhe-sive (see section 2.3). In the final step, tests were con-ducted on masonry walls to determine the flexural, com-pressive and shear load bearing behaviour (see section 2.4).

As a rule, reference test specimens were also made and tested with a customary thin layer mortar in order to better classify and assess the results of the test speci-mens bonded with 2C-PUR adhesive. Owing to the very elaborate wall tests under the unified test procedure of the DIBt, only tests on masonry with 2C-PUR adhesive were carried out when investigating solely the shear be-haviour.

2.2 Applied materials and material characteristics2.2.1 Masonry units

For the majority of the tests, the following high precision hollow clay units stipulated in the general technical ap-provals were used: – High precision hollow clay units

(PHLz 6-0.65-248×365×249) acc. to Z-17.1-890 [1] – High precision hollow clay units

(PHLz 6-0.60-248×365×249) acc. to Z-17.1-1057 [2] – High precision hollow clay units

(PHLz 12-0.9-372×240×249) acc. to Z-17.1-715 [3]

wie konventionelles Baustellenmauerwerk aufrecht ste-hend aus Mauersteinen in Kombination mit mineralischen Mauermörteln im Verband durch den Einsatz von halb- oder vollautomatisierten Fertigungsanlagen vorgefertigt. Eine Neuerung im Bereich des vorgefertigten Mauerwerks stellt das von der in Österreich ansässigen Firma redbloc in Zusammenarbeit mit einem amerikanischen Technologie-konzern entwickelte, patentierte Trockenklebeverfahren für Ziegelfertigteilwände dar, bei dem anstelle eines herkömm-lichen Dünnbettmörtels ein Zweikomponenten-Polyure-thanklebstoff (2K-PUR) maschinell auf die plangeschliffene Ziegeloberfläche aufgetragen wird. Durch das Trockenkle-beverfahren und eine neuartige Sägetechnik verkürzt sich die Gesamtbauzeit nochmals deutlich, da bei der Herstel-lung der Mauertafeln keine Feuchtigkeit zugeführt wird und so längere Austrocknungsphasen entfallen können.

Mitte des Jahres 2013 wurde das Institut für Baufor-schung Aachen (ibac) von der Redbloc Deutschland GmbH mit Untersuchungen an mit 2K-PUR-Klebstoff vorgefertig-tem Mauerwerk beauftragt, um die nötigen Grundlagen für die Erlangung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulas-sung (abZ) für Mauertafeln nach dem Redbloc-System und damit die Voraussetzungen für eine Anwendung dieser neuen Bauart in Deutschland zu schaffen.

2 Untersuchungen zur Eignung2.1 Versuchsprogramm für das Zulassungsverfahren

Das Versuchsprogramm umfasste Untersuchungen an Mauersteinen, an Verbundprüfkörpern und an Wandprüf-körpern. Als Eingangsprüfung wurden zunächst die we-sentlichen Normeigenschaften der für das Zulassungsver-fahren ausgewählten Planhochlochziegel bestimmt (s. Ab-schn. 2.2.1). Im zweiten Schritt erfolgten Untersuchungen an Kleinprüfkörpern zur Bestimmung des Verbundverhal-tens unter Scher- und Zugbeanspruchung sowie der Festig-keitsentwicklung und der Dauerhaftigkeit des 2K-PUR-Klebstoffs (s. Abschn. 2.3). Im letzten Schritt wurden Un-tersuchungen an Wandprüfkörpern durchgeführt, um die Biege-, Druck- und Schubtragfähigkeit des Mauerwerks zu bestimmen (s. Abschn. 2.4).

In der Regel wurden auch Referenzprüfkörper mit einem handelsüblichen Dünnbettmörtel hergestellt und ge-prüft, um die Ergebnisse der mit 2K-PUR-Klebstoff verkleb-ten Prüfkörper besser einordnen und beurteilen zu können. Lediglich bei der Untersuchung des Schubtragverhaltens wurden aufgrund der sehr aufwändigen Wandversuche nach dem vereinheitlichten Prüfverfahren des DIBt ledig-lich Versuche mit verklebtem Mauerwerk durchgeführt.

2.2 Verwendete Materialien und deren Eigenschaften2.2.1 Mauersteine

Für den überwiegenden Teil der Untersuchungen wurden die folgenden, in allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassun-gen geregelten Planhochlochziegel verwendet: – PHLz 6-0,65-248×365×249 (12DF) nach Z-17.1-890 [1] – PHLz 6-0,60-248×365×249 (12DF) nach Z-17.1-1057 [2] – PHLz 12-0,9-372×240×249 (12DF) nach Z-17.1-715 [3]

Mit der ersten Steinart (Hochlochziegel nach [1]) wurde das vollständige Versuchsprogramm durchgeführt. An den


W. Brameshuber/M. Graubohm · Vorgefertigte Mauertafeln mit 2K-Polyurethanklebstoff

5Mauerwerk 19 (2015), Heft 1

übrigen beiden Steinarten (Hochlochziegel nach [2] und [3]) erfolgten nur noch Untersuchungen mit einem redu-zierten Umfang. Die verwendeten Hochlochziegel sind in Bild 1 dargestellt.

Weiterhin kamen im Rahmen der Untersuchungen zur Festigkeitsentwicklung und zur Dauerhaftigkeit des 2K-PUR-Klebstoffs auch der beim Nachweis der Verbundfestigkeit nach DIN V 18580 [4] üblicherweise verwendete und hierfür als ungünstig angesehene Kalksand-Referenzstein KS 12-2,0-NF (ohne Lochung bzw. Grifföffnung) zum Einsatz.

An den für das Zulassungsverfahren ausgewählten Ziegeln wurden zunächst die Maße nach DIN EN 772-16 [5] sowie die Trockenrohdichte nach DIN EN 772-13 [6] bestimmt. Die Bestimmung des Lochanteils der Ziegel er-folgte nach DIN EN 772-9 [7]. Zusätzlich wurden die An-forderungen an die Lochgeometrie sowie die Stegdicken nach den jeweiligen allgemeinen bauaufsichtlichen Zulas-sungen überprüft. An den Prüfkörpern zur Bestimmung der Druckfestigkeit wurden die Ebenheit nach DIN EN 772-20 [8] und die Planparallelität nach DIN EN 772-16 [5] bestimmt. Die Prüfung der Steindruckfestigkeit erfolgte im lufttrockenen Zustand nach DIN EN 772-1 [9].

Die untersuchten Ziegel entsprachen hinsichtlich der Maße sowie der Rohdichte- und Festigkeitsklasse den vom Hersteller in der Kurzbezeichnung der Mauersteine ange-gebenen Eigenschaften.

2.2.2 Klebstoff

Bei dem verwendeten Zweikomponenten-Polyurethan-klebstoff handelt es sich um einen reaktiven PUR-Kleb-stoff, der aus einer Klebstoffkomponente und einer Härter-komponente im Fertigteilwerk hergestellt wird. Die Kleb-stoffkomponente und der Härter werden aus separaten Lagertanks in Arbeitsbehälter gepumpt, dort auf eine Tem-peratur von etwa 35 °C erwärmt und über Dosieraggregate dem Mischkopf zugeleitet. Die Reaktionsmischung wird aus dem Mischkopf ausgetragen und reagiert auf der La-gerfugenfläche der Mauerziegel aus.

2.2.3 Mauermörtel

Für die Herstellung der Referenzprüfkörper war ein han-delsüblicher Dünnbettmörtel für die Verwendung mit Plan-

The complete test programme was carried out using the first unit type (hollow clay units acc. to [1]). The tests car-ried out on the remaining two unit types (hollow clay units acc. to [2] and [3]) were less extensive in their scope. The hollow clay units used are shown in Figure 1.

In addition, the calcium silicate reference unit KS 12-2,0-NF (without perforation or handle opening) was used to investigate the strength development and durability of the 2C-PUR adhesive that is normally used and considered as unfavourable for evidence of shear bond strength ac-cording to DIN V 18580 [4].

First of all, the dimensions according to DIN EN 772-16 [5] as well as the gross dry density according to DIN EN 772-13 [6] were determined on the clay units selected for the approval procedure. The percentage of voids of the masonry units was determined according to DIN EN 772-9 [7]. The requirements on perforation geometry and web thickness were also checked for compliance with the relevant general technical approvals. On the test speci-mens for determining the unit compressive strength, also the flatness of the bed faces according to DIN EN 772-20 [8] and plane parallelism of the bed faces were measured according to DIN EN 772-16 [5]. The compressive strength of the masonry units was tested in an air dry state accord-ing to DIN EN 772-1 [9].

With regard to dimensions, density and strength class, the clay units corresponded to the properties stated in the manufacturer’s short term.

2.2.2 Adhesive

The two-component polyurethane adhesive used is a reac-tive PUR adhesive consisting of an adhesive component and a hardener component. The adhesive component and hard-ener are pumped from separate storage tanks into a work vessel, where they are then warmed up to a temperature of around 35 °C and fed via dosing units to a mixing head. The reaction mixture is discharged from the mixing head and reacts on the bed joint area of the masonry units.

2.2.3 Masonry mortar

A customary thin layer mortar for use with high precision hollow clay units was provided for production of the refer-

Fig. 1. Hollow clay units Bild 1. Hochlochziegel




ence test specimens. The fresh and hardened mortar char-acteristics were determined on each of the mortar mixes used for the reference series. The fresh mortar mix was tested according to DIN EN 1015-6 [10]. The hardened mortar characteristics were determined according to DIN EN 1015-10 [11] (dry density) and DIN EN 1015-11 [12] (flexural tensile strength and compressive strength).

The compressive strength of the thin layer mortar used met the requirement of DIN V 18580 [4] on thin layer mortar of class M10 according to DIN EN 998-2 [13] (mean value βD,mo ≥ 10 N/mm2).

2.3 Tests on small test specimens2.3.1 Initial shear strength without load perpendicular

to the bed joint according to DIN EN 1052-3

To determine the bonding properties under shear load, shear tests were carried out according to DIN EN 1052-3 [14] without load perpendicular to the bed joint. For this purpose, initially test series with air dry and slightly wet hollow clay units according to [1] were manufactured using 2C-PUR adhesive at a prefabrication plant in the Netherlands. Further test specimens with air dry hollow clay units according to [2] and [3] were bonded using 2C-PUR adhesive at prefabrication plants in Belgium and in Austria. In parallel, one reference series with each of the aforementioned unit types in combination with thin layer mortar was prepared in the laboratory of ibac.

Prior to the preparation of the three-unit test speci-mens, the units were first cut in half by dry sawing. Then, the tongue on one face of each masonry unit was cut off also by dry sawing. The half masonry units prepared in this way were then transported to the relevant prefabrication plant. In the prefabrication plant, the lower half masonry units were set manually onto a base carrier of the produc-tion line. The 2C-PUR adhesive components brought to the right temperature in work vessels were then fed via dosing units to the mixing head, which then applied the reaction mixture to the bed joint area. After this, the mid-dle units of the subsequent three-unit test specimens were placed, aligned and pressed in firmly by a few blows with a rubber hammer. Next, the 2C-PUR adhesive was applied via the mixing system to the next bed joint area and the upper half masonry units were placed, aligned and pressed in firmly.The separate steps in the production of the three-unit test specimens in the prefabrication plant are illustrated in Fig-ure 2.

Along with the wall test specimens, the three-unit test specimens were transported on a special low loader to ibac in Aachen at a later time. Before testing the three-unit test specimens, the bearing surfaces of both outer half masonry units and the load application surface of the middle half masonry unit were equalised with cement mortar. The pre-pared test specimens were stored in the laboratory at around 20 °C and 65 % relative humidity until testing. A conventional mason’s trowel was used to apply the thin layer mortar when manufacturing the reference series. The remaining procedure corresponds largely to what was de-scribed earlier.

The test setup and measuring point arrangement are illustrated schematically in Figure 3. In the test facility, the

hochlochziegeln vorgesehen. An jeder zur Herstellung der Vergleichsserien verwendeten Mörtelmischung wurden die Frisch- und Festmörtelkennwerte bestimmt. Die Prüfung der Frischmörtelrohdichte erfolgte nach DIN EN 1015-6 [10]. Die Festmörteleigenschaften wurden nach DIN EN 1015-10 [11] (Trockenrohdichte) und DIN EN 1015-11 [12] (Biegezug- und Druckfestigkeit) bestimmt.

Die Druckfestigkeit des verwendeten Dünnbettmör-tels entsprach nach DIN V 18580 [4] der Anforderung an einen Dünnbettmörtel der Mörtelklasse M10 nach DIN EN 998-2 [13] (Mittelwert βD,mö ≥ 10 N/mm2).

2.3 Untersuchungen an Kleinprüfkörpern2.3.1 Haftscherfestigkeit ohne Auflast nach DIN EN 1052-3

Zur Bestimmung der Verbundeigenschaften unter Scherbe-anspruchung wurden Haftscherversuche nach DIN EN 1052-3 [14] ohne Auflast senkrecht zur Lagerfuge durchge-führt. Hierfür wurden zunächst Versuchsserien mit lufttro-ckenen und feuchten Hochlochziegeln nach [1] in Kombi-nation mit dem 2K-PUR-Klebstoff in einem Fertigteilwerk in den Niederlanden hergestellt. Weitere Versuchsserien wurden bei einem gesonderten Termin mit lufttrockenen Hochlochziegeln nach [2] und [3] in Kombination mit dem 2K-PUR-Klebstoff in Fertigteilwerken in Belgien und Österreich verklebt. Parallel dazu wurde jeweils eine Refe-renzserie mit den zuvor genannten Steinarten in Kombina-tion mit Dünnbettmörtel im Labor des ibac hergestellt.

Vor der Herstellung der 3-Steinkörper wurden die Zie-gel zunächst durch Trockensägen halbiert. Anschließend erfolgte das Entfernen der Feder an jeweils einer Stirnseite der Mauersteine durch Trockensägen. Die so vorbereiteten Steinhälften wurden dann zum jeweiligen Fertigteilwerk transportiert. Im Fertigteilwerk wurden die unteren Stein-hälften händisch auf einen Grundträger der Produktions-anlage gesetzt. Anschließend wurden die in Arbeitsbehäl-tern vortemperierten Komponenten des 2K-PUR-Klebstoffs über Dosieraggregate dem Mischkopf zugeleitet und die Reaktionsmischung über diesen auf die Lagerfugenfläche aufgebracht. Danach wurden die mittleren Steine der spä-teren 3-Steinkörper aufgesetzt, ausgerichtet und mit eini-gen Schlägen mit einem Gummihammer festgedrückt. An-schließend wurde der 2K-PUR-Klebstoff über die Mischan-lage auf die nächste Lagerfugenfläche aufgebracht und die oberen Steinhälften aufgesetzt, ausgerichtet und mit dem Gummihammer festgedrückt.

Die einzelnen Schritte bei der Herstellung der 3-Stein-Prüfkörper im Fertigteilwerk sind in Bild 2 dargestellt.

Die 3-Steinkörper wurden zu einem späteren Zeit-punkt zusammen mit den Wandprüfkörpern mit einem Spezialtieflader zum ibac nach Aachen transportiert. Vor der Prüfung der 3-Steinkörper wurden die Auflagerflächen der beiden äußeren Steinhälften und die Lasteinleitungsflä-che der mittleren Steinhälfte mit Zementmörtel abgegli-chen. Die vorbereiteten Prüfkörper wurden bis zur Prüfung im Labor bei rd. 20 °C und 65 % rel. Luftfeuchte gelagert. Bei der Herstellung der Referenzserie mit Dünnbettmör-tel erfolgte der Mörtelauftrag mit einer herkömmlichen Maurerkelle. Die übrige Vorgehensweise entspricht wei-testgehend der zuvor beschriebenen.

In Bild 3 sind der Versuchsaufbau und die Messstellen-anordnung schematisch dargestellt. Bei der Versuchsein-




richtung sind die unteren Lasteinleitungsplatten auf einem horizontal verschieblichen Rollenlager und einem Gleit-Kipplager gelagert. Die Prüfkörper wurden auf die unteren Lasteinleitungsplatten gelegt und die Scherbelastung am mittleren Mauerstein des Prüfkörpers über eine obere Last-einleitungsplatte und Rollen aufgebracht. Die Belastung erfolgte kraftgeregelt. Die Belastungsgeschwindigkeit wurde dabei so gewählt, dass die Höchstlasten nach ca. 60 bis 90 s erreicht wurden. Während der Prüfung wurden bei zwei Versuchsserien die Verformungen in den Fugen in Richtung der Belastung mit jeweils zwei induktiven Wegaufnehmern W1 auf beiden Seiten der Prüfkörper in der Mitte der Über-bindelänge gemessen, um einen Vergleich der Verformbar-keit in der Fuge zwischen Prüfkörpern mit 2K-PUR-Kleb-stoff bzw. mit Dünnbettmörtel zu ermöglichen.

lower load platens are supported on a horizontally move-able roller bearing and a sliding-tilting bearing. The test specimens were placed onto the lower load platens and the shear load was applied to the middle unit of the test spec-imen via an upper load platen and rollers. The load was applied in a force-controlled way. The rate of loading was chosen such that the maximum loads were reached after about 60 to 90 seconds. During the test of two series, the deformations in the joints were measured in loading direc-tion with two inductive displacement transducers W1 placed on each side of the test specimen in the middle of the overlap length, to allow a comparison of the deforma-bility in the joint between test specimens with 2C-PUR adhesive and those with thin layer mortar.

In Figure 4 the ascertained deformations in loading di-rection for the test series with air dry hollow clay units ac-cording to [1] in combination with 2C-PUR adhesive (series U9-tr-PU) and thin layer mortar (series U9-tr-DM) are shown as mean values of the measuring points of a joint.

A survey of the test results is illustrated in Figure 5. Shown are the mean values of the initial shear strength fvo between the masonry units listed in section 2.2.1 and 2C-PUR adhesive and thin layer mortar respectively, as well as the scattering of the single tests.

On the basis of the comparison tests with the units according to [1] it is evident that the values of the initial shear strength in combination with thin layer mortar are significantly higher than those of the test specimens with 2C-PUR adhesive. However at this point it should be men-tioned that, after manufacturing in the prefabrication plant, in deviation from DIN EN 1052-3 [14] the test spec-imens were not preloaded with a uniformly distributed compressive load. The application of a preload, as it actu-ally occurs in masonry due to the dead load of the upper

Fig. 2. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, manufactu-ring of test specimenBild 2. Haftscherversu-che ohne Auflast nach DIN EN 1052-3, Her-stellung der Prüfkörper

Fig. 3. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test specimen and test setup Bild 3. Haftscherversuche ohne Auflast nach DIN EN 1052-3, Prüfkörper und Versuchsaufbau




In Bild 4 sind die bei den Versuchsserien mit lufttro-ckenen Hochlochziegeln nach [1] in Kombination mit 2K-PUR-Klebstoff (Serie U9-tr-PU) bzw. Dünnbettmörtel (Se-rie U9-tr-DM) in Richtung der Belastung bestimmten Ver-formungen als Mittelwerte der Messstellen einer Fuge dargestellt.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse ist in Bild 5 dargestellt. Gezeigt sind die Mittelwerte der Anfangs-scherfestigkeit fvo zwischen den in Abschnitt 2.2.1 aufge-führten Mauersteinen und 2K-PUR-Klebstoff bzw. Dünn-bettmörtel sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Es zeigt sich anhand der Vergleichsversuche mit dem Ziegel nach [1], dass die Werte der Anfangsscherfestigkeit in Kombination mit Dünnbettmörtel deutlich höher sind als die der Prüfkörper mit dem 2K-PUR-Klebstoff. Aller-dings muss an dieser Stelle erwähnt werden, dass die Prüf-körper nach der Herstellung im Fertigteilwerk abweichend von DIN EN 1052-3 [14] nicht mit einer gleichmäßig ver-teilten Drucklast vorbelastet wurden. Das Aufbringen ei-ner Vorlast, wie sie im Mauerwerk durch das Eigengewicht der oberen Steinlagen in der Realität auftritt, wirkt sich ins-besondere bei Wänden mit 2K-PUR-Klebstoff positiv auf die Verbundeigenschaften aus. In Nachversuchen konnte nach-gewiesen werden, dass durch das Aufbringen einer geringen Vorlast nach der Herstellung der 3-Steinkörper mit 2K-PUR-Klebstoff höhere Verbundfestigkeitswerte erreicht werden (Bild 6).

Somit wurde der Anforderungswert an die Verbund-festigkeit nach DIN V 18580 [4], den ein Dünnbettmörtel gemäß DIN EN 998-2 [13] bei Prüfung nach DIN EN 1052-3 [14] zu erfüllen hat (fvok ≥ 0,20 N/mm2), sowohl bei den Versuchsserien mit 2K-PUR-Klebstoff als auch bei der Referenzserie mit Dünnbettmörtel deutlich eingehalten.

2.3.2 Scherfestigkeit mit Auflast nach DIN EN 1052-3

Zur Bestimmung des Reibungsverhaltens wurden zusätz-lich Scherversuche nach dem europäischen Prüfverfah-ren (DIN EN 1052-3 [14]) mit drei unterschiedlichen Auf-laststufen (σH = 0,1 N/mm2, σH = 0,3 N/mm2 und σH = 0,5 N/mm2) senkrecht zur Scherfuge durchgeführt. Hier-für wurde eine Versuchsserie mit lufttrockenen Hochloch-ziegeln nach [1] in Kombination mit dem 2K-PUR-Kleb-stoff im Fertigteilwerk in den Niederlanden hergestellt. Als Referenz wurde eine zusätzliche Versuchsserie mit den

unit layers, has a positive effect on the bonding properties especially for walls with 2C-PUR adhesive. In subsequent tests it was possible to show that higher bonding strength values can be obtained by applying a slight preload after manufacturing of the three-unit test specimens with 2C-PUR adhesive (Figure 6).

Thus, the required value of the bond strength accord-ing to DIN V 18580 [4], that a thin layer mortar in accord-ance with DIN EN 998-2 [13] has to fulfil when tested ac-cording to DIN EN 1052-3 [14] (fvok ≥ 0.20 N/mm2), was clearly observed both in the test series with 2C-PUR adhe-sive and in the reference series with thin layer mortar.

2.3.2 Shear strength with load perpendicular to the shear joint according to DIN EN 1052-3

To determine the frictional behaviour, additional shear tests were carried out in accordance with the European test procedure (DIN EN 1052-3 [14]) with three different loading stages perpendicular to the shear joint (σH = 0.1 N/mm2, σH = 0.3 N/mm2 and σH = 0.5 N/mm2). To this end, a test series of air dry hollow clay units according to [1] was manufactured using 2C-PUR adhesive at the pre-fabrication plant in the Netherlands. As a reference, a fur-ther test series was manufactured at ibac with the same units in combination with thin layer mortar. The proce-

Shear stress t in N/mm2 / Schubspannung t in N/mm2

Displacement Dv in mm / Verschiebung Dv in mm

2C-PUR adhesive / 2K-PUR-Klebstoff

Thin layer mortar / Dünnbettmörtel

Fig. 4. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, shear stress-displacement curves Bild 4. Haftscherversuche ohne Auflast nach DIN EN 1052-3, Schubspannungs-Verschiebungslinien

Initial shear strength fv0 in N/mm2 / Anfangsscherfestigkeit fv0 in N/mm2

Fig. 5. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test results (mean values and range of dispersion)Bild 5. Haftscherversuche ohne Auflast nach DIN EN 1052-3, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)

Initial shear strength fv0 in N/mm2 / Anfangsscherfestigkeit fv0 in N/mm2

Fig. 6. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3 (post-test), test results (mean values and range of dispersion)Bild 6. Haftscherversuche ohne Auflast nach DIN EN 1052-3 (Nachversuche), Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)




gleichen Ziegeln in Kombination mit Dünnbettmörtel im Labor des ibac hergestellt. Die Vorgehensweise bei der Herstellung der 3-Steinkörper entsprach der in Abschnitt 2.3.1 beschriebenen.

In Bild 7 sind der Versuchsaufbau und die Messstel-lenanordnung zur Bestimmung der Verformungen in der Fuge dargestellt. Bei der Versuchseinrichtung sind die un-teren Lasteinleitungsplatten auf einem horizontal ver-schieblichen Rollenlager und einem Gleit-Kipplager gela-gert. Die Prüfkörper wurden auf die unteren Lasteinlei-tungsplatten gelegt und anschließend mit einer konstanten Spannung, die über einen horizontalen Kolben und zwei vertikale Lasteinleitungsplatten aufgebracht wurde, belas-tet. Die Scherbelastung wurde am mittleren Mauerstein des Prüfkörpers über eine obere Lasteinleitungsplatte und Rollenlager (ein horizontal verschiebliches Rollenlager und ein Gleit-Kipplager) aufgebracht. Die Belastung er-folgte verformungsgeregelt mit konstanter Traversenge-schwindigkeit. Während der Prüfung wurden die Verfor-mungen in den Fugen in Richtung der Scherbelastung mit jeweils zwei induktiven Wegaufnehmern W1 auf beiden Seiten der Prüfkörper in der Mitte der Überbindelänge ge-messen (vgl. Abschn. 2.3.1).

dure for manufacturing the three-unit test specimen corre-sponded to that described in section 2.3.1.

Figure 7 shows the test setup and measuring point ar-rangement for determining the deformation in the joint. In the test facility, the lower load platens are supported on a horizontally moveable roller bearing and a sliding-tilting bearing. The test specimens were placed onto the lower load platens and then loaded with a constant stress applied via a horizontal piston and two vertical load platens. The shear load was applied at the middle unit of the test spec-imen via an upper load platen and roller bearings (a hori-zontally moveable roller bearing and a sliding-tilting bear-ing). The load was applied in a deformation-controlled way at constant crosshead speed. During the test, the deforma-tions were measured in the joints in shear loading direc-tion with two inductive displacement transducers W1 placed on each side of the test specimen in the middle of the overlap length (cf. section 2.3.1).

Figure 8 shows the maximum shear stresses as a func-tion of the horizontal loading σH of the test specimens with 2C-PUR adhesive. The initial adhesive shear strength determined by linear regression and extrapolation analo-gous to DIN EN 1052-3 [14] is 0.22 N/mm2 (the tests with-out loading were disregarded here). At 0.21 N/mm2 the mean value of all tests without load perpendicular to the shear joint corresponds almost to this value. The friction coefficient (static friction) in the tests with 2C-PUR adhe-sive comes out at 0.45.

For comparison, Figure 9 shows the results of the test series with thin layer mortar. Here the extrapolated initial adhesive shear strength according to [14] is 0.37 N/mm2. At 0.53 N/mm2, the mean value of the tests without load perpendicular to the shear joint is significantly higher than this value. The friction coefficient yielded by the regres-sions is 0.79.

2.3.3 Tensile bond strength

To determine the bonding properties under tensile load, centric tensile bond tests were carried out on two-unit test

Fig. 7. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, test specimen and test setup Bild 7. Scherversuche mit Auflast nach DIN EN 1052-3, Prüfkörper und Versuchsaufbau


Horizontal load σH in N/mm2 / Horizontale Auflast σH in N/mm2

Single values without horizontal load / Einzelwerte ohne AuflastMean value without horizontal load / Mittelwert ohne AuflastSingle values with horizontal load / Einzelwerte mit AuflastMean values with horizontal load / Mittelwerte mit AuflastRegression line / Regressionsgerade

Fig. 8. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, hollow clay units/two-component polyurethane adhesive, maximum shear stress depending on the horizontal loadBild 8. Scherversuche mit Auflast nach DIN EN 1052-3, Hochlochziegel/2K-PUR-Klebstoff, maximale Schubspan-nung in Abhängigkeit der horizontalen Auflast


Horizontal load σH in N/mm2 / Horizontale Auflast σH in N/mm2

Single values without horizontal load / Einzelwerte ohne AuflastMean value without horizontal load / Mittelwert ohne AuflastSingle values with horizontal load / Einzelwerte mit AuflastMean values with horizontal load / Mittelwerte mit AuflastRegression line / Regressionsgerade

Fig. 9. Shear strength tests according to DIN EN 1052-3, hollow clay units/thin layer mortar, maximum shear stress depending on the horizontal loadBild 9. Scherversuche mit Auflast nach DIN EN 1052-3, Hochlochziegel/Dünnbettmörtel, maximale Schubspannung in Abhängigkeit der horizontalen Auflast




specimens with 2C-PUR adhesive and thin layer mortar respectively. A total of four test series were manufactured for this. The manufacturing of the test specimens was car-ried out with hollow clay units according to [1], [2] and [3] using 2C-PUR adhesive at prefabrication plants in the Netherlands and Belgium respectively. The procedure for manufacturing the two-unit test specimens in the prefabri-cation plant was as described in section 2.3.1. In addition, as a reference, a further test series was manufactured in the laboratory of ibac with hollow clay units according to [1] using thin layer mortar.

The chosen setup for carrying out the tests is shown in Figure 10.

A survey of the test results is shown in Figure 11 with the mean values of the adhesive tensile strength with 2C-PUR adhesive and thin layer mortar respectively as well as the scattering of the single tests.

The mean value of the tensile bond strength for the test specimens manufactured with 2C-PUR adhesive was be-tween βHZ = 0.19 N/mm2 and βHZ = 0.44 N/mm2. The com-parison tests on the test specimens manufactured with thin layer mortar yielded a mean value of βHZ = 0.38 N/mm2. A required value on the tensile bond strength between ma-

Bild 8 zeigt die maximalen Schubspannungen in Ab-hängigkeit der horizontalen Auflast σH der Prüfkörper mit 2K-PUR-Klebstoff. Die analog zu DIN EN 1052-3 [14] durch lineare Regression und Extrapolation bestimmte Anfangs-haftscherfestigkeit – die Versuche ohne Auflast wurden hier-bei nicht berücksichtigt – beträgt 0,22 N/mm2. Der Mittel-wert aller Versuche ohne Auflast entspricht mit 0,21 N/mm2 nahezu diesem Wert. Der Reibungskoeffizient (Haftreibung) ergibt sich bei den Versuchen mit 2K-PUR-Klebstoff zu 0,45.

In Bild 9 sind zum Vergleich die Ergebnisse der Ver-suchsserie mit Dünnbettmörtel dargestellt. Die nach [14] extrapolierte Anfangshaftscherfestigkeit beträgt hier 0,37 N/mm2. Der Mittelwert der Versuche ohne Auflast ist mit 0,53 N/mm2 deutlich höher als dieser Wert. Der Rei-bungskoeffizient ergibt sich aus den Regressionen zu 0,79.

2.3.3 Haftzugfestigkeit

Zur Bestimmung der Verbundeigenschaften unter Zugbe-anspruchung wurden zentrische Haftzugversuche an mit 2K-PUR-Klebstoff bzw. mit Dünnbettmörtel vermörtelten 2-Steinkörpern durchgeführt. Hierfür wurden insgesamt vier Versuchsserien hergestellt. Die Herstellung erfolgte mit Hochlochziegeln nach [1], [2] und [3] in Kombination mit dem 2K-PUR-Klebstoff im Fertigteilwerk in den Nie-derlanden bzw. in Belgien. Die Vorgehensweise bei der Herstellung der 2-Steinkörper im Fertigteilwerk entsprach der in Abschnitt 2.3.1 beschriebenen. Zusätzlich wurde als Referenz eine weitere Versuchsserie mit Hochlochziegeln nach [1] in Kombination mit Dünnbettmörtel im Labor des ibac hergestellt.

Der für die Versuchsdurchführung gewählte Versuchs-aufbau ist in Bild 10 dargestellt.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse zeigt Bild 11 mit den Mittelwerten der Haftzugfestigkeit mit 2K-PUR-Klebstoff bzw. mit Dünnbettmörtel sowie den Streu-breiten der einzelnen Versuche.

Der Mittelwert der Haftzugfestigkeit der mit 2K-PUR-Klebstoff hergestellten Prüfkörper betrug zwischen βHZ = 0,19 N/mm2 und βHZ = 0,44 N/mm2. Die Vergleichsversu-che an den mit dem Dünnbettmörtel hergestellten Prüfkör-pern ergaben einen Mittelwert βHZ = 0,38 N/mm2. Ein Anforderungswert an die Haftzugfestigkeit zwischen Mauer stein und Mauermörtel existiert nicht, da es sich um keinen genormten Versuch handelt. Die Biegezugfestigkeit rechtwinklig zur Lagerfuge ist als Anforderungswert im Nationalen Anhang zum Eurocode 6 [15] zu 0,2 N/mm2 festgelegt. Dieser Wert wird gemäß den vorliegenden Un-tersuchungen mit einer Ausnahme deutlich überschritten.

2.3.4 Festigkeitsentwicklung des 2K-PUR-Klebstoffs (Haftscherfestigkeit nach DIN 18555-5)

Um ein geeignetes Mindestprüfalter für die Untersuchun-gen festlegen zu können, wurde die Festigkeitsentwicklung des 2K-PUR-Klebstoffs mithilfe von Haftscherversuchen nach DIN 18555-5 [16] bestimmt. Die Untersuchungen er-folgten mit dem beim Nachweis der Verbundfestigkeit nach DIN V 18580 [4] verwendeten und hierfür als ungünstig angesehenen Kalksand-Referenzstein in Kombination mit dem 2K-PUR-Klebstoff. Insgesamt wurden hierfür drei Ver-suchsserien im Fertigteilwerk in Belgien hergestellt.

Fig. 10. Tensile bond tests, test specimen and test setupBild 10. Zentrische Haftzugversuche an 2-Stein-Prüfkörpern, Prüfkörper und Versuchsaufbau

Tensile bond strength βHZ in N/mm2 / Haftzugfestigkeit βHZ in N/mm2

U9 with PU U9 with TLM T7 with PU Klimaton with PU U9 mit PU U9 mit DM T7 mit PU Klimaton mit PU

Fig. 11. Tensile bond tests, test results (mean values and range of dispersion)Bild 11. Zentrische Haftzugversuche an 2-Stein-Prüfkörpern, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)




Vor der Herstellung der Prüfkörper im Fertigteilwerk wurden die Kalksand-Referenzsteine im ibac durch Eintau-chen in ein Wasserbecken auf einen Feuchtegehalt von 4,0 M.-% vorkonditioniert und anschließend für eine Dauer von mindestens zwei Wochen luftdicht in Kunststoffbeuteln verpackt, um eine gleichmäßige Feuchteverteilung über den Steinquerschnitt gewährleisten zu können. Am Tag der Herstellung wurden die konditionierten Steine zum Fertig-teilwerk transportiert, dort aus den Kunststoffbeuteln ent-nommen und auf einen Grundträger der Produktionsan-lage hintereinander gelegt. Vor dem Auftrag des Klebstoffs wurden die Lagerflächen der Steine gründlich mit einem Handfeger abgekehrt, um lose Teile und Staubschichten zu entfernen. Der Auftrag des 2K-PUR-Klebstoffs erfolgte ana-log zur Herstellung der übrigen Verbundprüfkörper (s. Ab-schn. 2.3.1).

Ungefähr 24 Stunden nach der Herstellung wurden die Prüfkörper zum ibac geliefert und unmittelbar nach Anlieferung die 1d-Festigkeitswerte der ersten Versuchs-serie bestimmt. Die übrigen beiden Versuchsserien wurden im Alter von 2d und 7d geprüft.

Bild 12 zeigt einen in die verwendete Prüfeinrichtung eingebauten 2-Stein-Prüfkörper. Die Belastung erfolgte kraftgeregelt, die Belastungsgeschwindigkeit wurde so ein-gestellt, dass der Bruch nach rd. 60 bis 90 s eintrat.

sonry unit and masonry mortar does not exist since the test concerned is not standardised. In the National Annex to Eurocode 6 [15], the flexural tensile strength perpendicular to the bed joint is defined as a required value of 0.2 N/mm2. With one exception this value is clearly exceeded according to the present tests.

2.3.4 Strength development of the 2C-PUR adhesive (adhesive shear strength according to DIN 18555-5)

In order to define an appropriate minimum testing age for the tests, the strength development of the 2C-PUR adhe-sive was determined in shear bond tests according to DIN 18555-5 [16]. The tests were carried out with the cal-cium silicate reference unit (in combination with 2C-PUR adhesive) as used in, and considered as unfavourable for, evidence of shear bond strength in accordance with DIN V 18580 [4]. A total of three test series were manufac-tured for this at the prefabrication plant in Belgium.

Prior to the manufacturing of the test specimens at the prefabrication plant, the calcium silicate reference units were preconditioned at ibac to a moisture content of 4.0 % by mass by immersion in a water basin, and were then packed air-tight for a duration of at least two weeks in plastic bags in order to ensure a uniform distribution of moisture over the cross section of the unit. On the day of manufacturing, the conditioned units were transported to the prefabrication plant, removed from their plastic bags and in turn were placed onto a base carrier of the production line. Before the adhesive was applied, the bearing faces of the units were thoroughly swept with a hand brush to remove any loose pieces and dust layers. The application of the 2C-PUR adhe-sive was carried out in the same way as in the manufacturing of the rest of the composite test specimens (see section 2.3.1).

The test specimens were delivered to ibac roughly 24 hours after manufacturing and the 1 day strength values of the first test series were determined immediately after de-livery. The remaining two test series were tested at an age of 2 days and 7 days.

Figure 12 shows a two-unit test specimen built into the testing device used. The load was applied in a force-con-trolled way at a rate such that fracture occurred after about 60 to 90 seconds.

A survey of the test results is illustrated in Figure 13. Shown are the mean values of test series as well as the scattering of the single tests.

The tests have shown that the 2C-PUR adhesive is already fully cured after one day. Both series of tests, which were carried out at ages of 2 days and 7 days, yielded no further increase in bond strength. Since no significant dif-ferences in strength were to be observed between the sep-arate test ages, an age as young as possible was generally chosen for testing in order to keep the overall duration of tests to be carried out as short as possible.

2.3.5 Durability

To assess the long-term behaviour of the adhesive, various tests have already been carried out within the framework of [17]. In detail these were test series on ageing resistance, alternating climate resistance , hydrolysis resistance of the adhesive components as well as endurance tests on the

Fig. 12. Shear strength tests according to DIN 18555-5, test specimen and test setupBild 12. Haftscherversuche nach DIN 18555-5, Prüfkörper und Versuchsaufbau

Shear bond strength βHS,DIN in N/mm2 / Haftscherfestigkeit βHS,DIN in N/mm2

1d-values 2d-values 7d-values 1d-Werte 2d-Werte 7d-Werte

Fig. 13. Shear strength tests according to DIN 18555-5, test results (mean values and range of dispersion)Bild 13. Haftscherversuche an 2-Stein-Prüfkörpern nach DIN 18555-5, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)




flexural tensile strength perpendicular to the bed joint. In-dependent of this, additional tests described below were carried out at ibac as part of the approval procedure to check the durability of the 2C-PUR adhesive.

For this, a total of four test series each comprising five two-unit test specimens according to DIN 18555-5 [16] were manufactured at a prefabrication plant in Austria. Cylinders with a diameter of about 50 mm were then bored out of the two-unit test specimens in direction of the unit-height, on which centric tensile bond tests were carried out after accelerated ageing in a climatic chamber at 50 °C and 80 % relative humidity. Steel stamps were bonded to the load introduction surfaces of the cylinders with the two-component adhesive Akepox at least 24 hours prior to carrying out the tensile bond tests. The connection to the testing machine was done articulated. The chosen setup for carrying out the tests is shown in Figure 14. The load was applied in a displacement-controlled way.

A survey of the test results is illustrated in Figure 15. Shown are the mean values of test series as well as the scattering of the single tests.

As shown in Figure 15, the tests were able to show that the accelerated ageing has no negative influence on the level of the tensile bond strength values.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse enthält Bild 13. Gezeigt sind die Mittelwerte der Versuchsserien sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Die Versuche haben gezeigt, dass der 2K-PUR-Kleb-stoff bereits nach einem Tag vollständig ausgehärtet ist. Die beiden Versuchsserien, die im Alter von 2d und 7d geprüft wurden, haben keine weitere Steigerung der Verbundfestig-keit ergeben. Da zwischen den einzelnen Prüf altern keine deutlichen Festigkeitsunterschiede zu beobachten waren, wurde als Prüfalter in der Regel ein möglichst junges Alter gewählt, um die Gesamtdauer der durchzuführenden Un-tersuchungen möglichst gering zu halten.

2.3.5 Dauerhaftigkeit

Zur Einschätzung des Langzeitverhaltens des Klebstoffs wurden im Rahmen von [17] bereits diverse Untersuchun-gen durchgeführt. Im Einzelnen waren dies Versuchsreihen zur Alterungsbeständigkeit, Wechselklima beständigkeit und zur Hydrolysebeständigkeit des Klebstoffs sowie Dauerstandversuche zur Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge. Unabhängig davon wurden im Rahmen des Zu-lassungverfahrens zusätzliche Untersuchungen zur Über-prüfung der Dauerhaftigkeit des 2K-PUR-Klebstoffs am ibac durchgeführt, die nachfolgend beschrieben werden.

Hierfür wurden insgesamt vier Versuchsserien à je-weils fünf 2-Steinkörper nach DIN 18555-5 [16] in einem Fertigteilwerk in Österreich hergestellt. Anschließend wurden aus den 2-Steinkörpern Zylinder mit einem Durchmesser von ca. 50 mm in Richtung Steinhöhe aus-gebohrt, an denen nach einer beschleunigten Alterung in einer Klimakammer bei 50 °C und 80 % relativer Luft-feuchte zentrische Haftzugversuche durchgeführt wurden. Mindestens 24 h vor Durchführung der Haftzugversuche wurden auf die Lasteinleitungsflächen der Zylinder Stahl-stempel mit dem Zweikomponenten-Kleber Akepox ge-klebt. Der Anschluss an die Prüfmaschine erfolgte gelen-kig. Der für die Versuchsdurchführung gewählte Versuchs-aufbau ist in Bild 14 dargestellt. Die Belastung erfolgte weggeregelt.

Eine Übersicht der Untersuchungsergebnisse ist in Bild 15 dargestellt. Gezeigt sind die Mittelwerte der Haft-zugfestigkeit sowie die Streubreite der einzelnen Versuche.

Wie in Bild 15 zu erkennen, konnte durch die Versu-che kein negativer Einfluss der beschleunigten Alterung auf die Höhe der Haftzugfestigkeitswerte gezeigt werden.

2.4 Untersuchungen an Wandprüfkörpern2.4.1 Allgemeines

Die Festigkeitseigenschaften des Mauerwerks wurden in Großversuchen an Wandprüfkörpern bestimmt, da diese in jedem Fall für die Angabe von charakteristischen Festig-keitswerten (Druck, Biegung, Schub) in der angestrebten bauaufsichtlichen Zulassung benötigt werden.

Zunächst wurden Druckversuche an geschosshohen Mauerwerkwänden nach DIN EN 1052-1 [18] mit den in Abschnitt 2.2.1 aufgeführten Hochlochziegeln in Kombi-nation mit 2K-PUR-Klebstoff und mit Dünnbettmörtel durchgeführt. Zusätzlich wurde bei der ersten Steinart [1] eine Versuchsserie als Trockenmauerwerk hergestellt. Die Herstellung der Wände mit 2K-PUR-Klebstoff erfolgte im

Fig. 14. Tensile bond tests, test specimen and test setupBild 14. Zentrische Haftzugversuche an Zylindern, Prüf-körper und Versuchsaufbau

Fig. 15. Tensile bond tests, test results (mean values and range of dispersion)Bild 15. Zentrische Haftzugversuche an Zylindern, Ergebnisse (Mittelwerte und Streubereiche)

Tensile bond strength βHZ in N/mm2 / Haftzugfestigkeit βHZ in N/mm2

Reference / Referenz 7d 28d 56d




Fertigteilwerk. Die Prüfkörper mit Dünnbettmörtel und die zuvor erwähnten trocken aufgemauerten Wände wurden am ibac hergestellt. Die Untersuchungen zur Drucktragfähigkeit sind in Abschnitt 2.4.2 näher beschrie-ben.

Die Tragfähigkeit des Mauerwerks unter Biegebean-spruchung wurde mithilfe von Biegezugversuchen parallel und senkrecht zur Lagerfuge an kleinen Wänden in Anleh-nung an DIN EN 1052-2 [19] bestimmt. Hierbei kam aus-schließlich die erste Steinart [1] zum Einsatz. Die Untersu-chungen zur Biegetragfähigkeit sind in Abschnitt 2.4.3 er-läutert.

Weiterhin waren Untersuchungen zum Schubtragver-halten gefordert, um die für eine Festlegung von charakte-ristischen Werten der Schubfestigkeit erforderliche Grund-lage zu schaffen. Hierfür wurden zwei geschosshohe, 2,50 m lange und hohe Mauerwerkwände mit Hochloch-ziegeln nach [1] in Kombination mit dem 2K-PUR-Kleb-stoff im Fertigteilwerk hergestellt, anschließend nach Aachen transportiert und dort nach dem vereinheitlichten Prüfverfahren des DIBt mit geringer und mit hoher Auflast geprüft. Die Untersuchungen zur Schubtragfähigkeit sind in Abschnitt 2.4.4 detailliert beschrieben.

2.4.2 Mauerwerkdruckfestigkeit

Zur Bestimmung der Spannungs-Dehnungslinien unter Druckbeanspruchung wurden Druckversuche an geschoss-hohen Mauerwerkwänden nach DIN EN 1052-1 [18] durchgeführt. Tabelle 1 gibt einen Überblick über die ver-schiedenen Versuchsserien zur Bestimmung der Span-nungs-Dehnungslinien unter Druckbeanspruchung.

Die einzelnen Schritte bei der Herstellung der ge-schosshohen Mauerwerkwände mit 2K-PUR-Klebstoff im Fertigteilwerk sind beispielhaft in Bild 16 dargestellt.

2.4 Tests on wall specimens2.4.1 General

The strength properties of masonry were determined in large-scale tests on wall specimens, since these are needed in any case to specify characteristic strength values (com-pressive strenght, flexural strength and shear strength) in the technical approval sought.

Initially, compressive tests were carried out on sto-rey-high masonry walls according to DIN EN 1052-1 [18] with the hollow clay units listed in section 2.2.1 in combi-nation with 2C-PUR adhesive and with thin layer mortar. In addition, a test series was manufactured as dry masonry with the first unit type [1]. The manufacturing of the walls with 2C-PUR adhesive took place at the prefabrication plant. The test specimens with thin layer mortar and the dry masonry mentioned earlier were manufactured at ibac. The masonry compressive tests are described in more de-tail in section 2.4.2.

The load-bearing capacity of the masonry under flex-ural load was determined by flexural tests parallel and per-pendicular to the bed joint on small walls in accordance with DIN EN 1052-2 [19]. Solely the first type of unit [1] was used in this instance. The tests on the flexural load bearing capacity are explained in section 2.4.3.

Furthermore, tests on the shear load bearing behav-iour were required in order to create the necessary basis for specifying the characteristic values of shear strength. To this end, two storey-high masonry walls (2.50 m long and high) of hollow clay units according to [1] were manufac-tured in combination with the 2C-PUR adhesive at the prefabrication plant and then transported to Aachen, where they were tested according to the unified test proce-dure of the DIBt with a low and a high load. The shear tests are described in detail in section 2.4.4.

Series no. /Serie Nr.

Masonry unit /Mauerstein

Execution of bed joints /Ausführung der Lagerfugen

Remarks /Bemerkungen

PU2) TLM3) DM4)

1

Hollow clay unit acc. to [1] /Ziegel nach [1]

× Manufacturing in the Netherlands /Herstellung in den Niederlanden2 ×1)

3 × Manufacturing at ibac /Herstellung im ibac4 ×

5Hollow clay unit acc. to [2] /Ziegel nach [2]

× Manufacturing in Austria /Herstellung in Österreich

6 × Manufacturing at ibac /Herstellung im ibac

7Hollow clay unit acc. to [3] /Ziegel nach [3]

× Manufacturing in Belgium /Herstellung in Belgien

8 × Manufacturing at ibac /Herstellung im ibac

Table 1. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, test seriesTabelle 1. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Versuchsserien

1) with factory-drilled vertical holes for the transport system / mit im Werk eingebrachten vertikalen Bohrungen für das Transportsystem2) 2C-PUR adhesive / 2K-PUR-Klebstoff, 3) Thin layer mortar / Dünnbettmörtel, 4) Dry masonry / Trockenmauerwerk




2.4.2 Masonry compressive strength

To determine the stress-strain curves under compressive load, compressive tests were carried out on storey-high ma-sonry walls according to DIN EN 1052-1 [18]. Table 1 gives a survey of the different test series for determining the stress- strain curves under compressive load.

The single steps in the manufacturing of storey-high masonry walls with 2C-PUR adhesive at the prefabrication plant are shown as an example in Figure 16.

A few days after manufacturing, the wall test speci-mens were transported to ibac on special low loaders, where finally the masonry compressive strength was deter-mined according to DIN EN 1052-1 [18]. Two vertical measurement sections of around 750 mm in length were placed on each side of the test specimens to determine the stress-strain curves in the compression test. Before testing the masonry compressive strength, a thin layer of cement mortar was first applied manually to the upper side of the test specimens to prevent moisture being sucked out of the gypsum adjustment layer too quickly. After the cement mortar has cured, the actual adjustment of the load intro-duction surfaces with gypsum is done in the test machine.

Einige Tage nach der Herstellung wurden die Wand-prüfkörper auf speziellen Tiefladern zum ibac transpor-tiert, wo schließlich die Druckfestigkeit der Wände nach DIN EN 1052-1 [18] bestimmt wurde. An den Wandprüf-körpern wurden auf den Seitenflächen je zwei vertikale Messstrecken von rd. 750 mm Messlänge zur Bestimmung der Spannungs-Dehnungslinien im Druckversuch ange-bracht. Vor der Prüfung der Mauerwerkdruckfestigkeit wurde die Oberseite der Wandprüfkörper zunächst hän-disch mit einer dünnen Schicht Zementmörtel versehen, um ein zu schnelles Absaugen des Wassers aus der Gips-Abgleichschicht zu verhindern. Nach dem Erhärten des Zementmörtels erfolgte das eigentliche Abgleichen der Lasteinleitungsflächen mit Gips in der Prüfmaschine. Die abgeglichenen Wandprüfkörper wurden in einem Alter von mindestens 7 Tagen in die Prüfeinrichtung eingebaut und die Vertikallast zentrisch aufgebracht. Bild 17 zeigt beispielhaft einen in die Druck-Prüfmaschine eingebauten Wandprüfkörper.

Die Druckversuche wurden grundsätzlich kraftgere-gelt durchgeführt. Die Mauerwerkwände wurden mit ei-ner konstanten Geschwindigkeit belastet, so dass die Höchstlast nach ca. 5 Minuten erreicht wurde. An den

Fig. 16. Masonry compres-sive strength tests accor-ding to DIN EN 1052-1, manufacturing of test walls Bild 16. Zentrische Druck-versuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Herstel-lung der Wandprüfkörper




Prüfkörpern wurden jeweils die Spannungs-Dehnungsli-nien bis zur Bruchlast ermittelt. Die Längsverformungen wurden mit induktiven Wegaufnehmern W10 gemessen. Die Verformungen, der Kolbenweg und die aufgebrachte Last wurden mit einem Messrechner kontinuierlich regis-triert.

Die Untersuchungsergebnisse der Druckversuche an den geschosshohen Mauerwerkwänden nach DIN EN 1052-1 [18] enthält Tabelle 2.

Die Versuchsserien zeigen, dass zwischen Trocken- und PUR-Mauerwerk kein großer Unterschied in der

At an age of at least 7 days, the adjusted test specimens were installed in the testing device and the vertical load was applied centrically. Figure 17 shows an example of a wall test specimen installed in the testing machine.

The compressive tests were generally carried out in a force-controlled manner. The masonry walls were loaded at a constant rate so that the maximum load was achieved af-ter approximately 5 minutes. The stress-strain curves were determined on each of the masonry walls until the maxi-mum load was reached. The longitudinal deformations were measured with inductive displacement transducers W10. The deformations, the piston travel and the applied load were continuously recorded with a measuring computer.

The results of the compressive tests on the storey-high masonry walls according to DIN EN 1052-1 [18] are sum-marised in Table 2.

The test series show that there is no major difference in the compressive strength between dry- and PUR adhe-sive masonry (series 1, 2 and 4) and in comparison thin layer mortar masonry achieves 50–70 % higher values (se-ries 3 and 6). Solely for the internal wall clay unit accord-ing to [3] a factor of 1.16 arises (TLM/PUR). This can be attributed to greater sensitivity of the relatively robust unit to stress peaks, which thin layer mortar is able to even out.

2.4.3 Masonry flexural tensile strength

The flexural tensile strength parallel and perpendicular to the bed joint was determined on small masonry walls in dependence on DIN EN 1052-2 [19]. For both test direc-tions, three test specimens each of the first unit type (hol-low clay unit according to [1]) in combination with 2C-PUR adhesive and thin layer mortar respectively, were manufac-

Fig. 17. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, test specimen and test setupBild 17. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Prüfkörper und Versuchsaufbau

Table 2. Masonry compressive strength tests according to DIN EN 1052-1, test results (mean values)Tabelle 2. Zentrische Druckversuche an Wänden nach DIN EN 1052-1, Ergebnisse (Mittelwerte)

Series no. / Serie Nr.

Description / Beschreibung

fmean / βD,mw

εl,33 /εl,33,mw

εl,66 /εl,66,mw

εl,u /εl,u,mw

Ec,33 /ED,33

N/mm2 mm/m N/mm2

1Hollow clay unit acc. to [1] with 2C-PUR /Hochlochziegel nach [1] mit 2K-PUR

2.3 0.53 0.89 1.28 1426

2Hollow clay unit acc. to [1] with 2C-PUR1) /Hochlochziegel nach [1] mit 2K-PUR1) 2.4 0.44 0.82 0.87 1779

3Hollow clay unit acc. to [1] with TLM /Hochlochziegel nach [1] mit DM

3.7 0.33 0.71 1.24 3654

4Hollow clay unit acc. to [1] dry2) /Hochlochziegel nach [1] trocken2) 2.2 0.55 0.86 1.20 1318


2.6 0.46 1.00 1.47 1848


4.5 0.41 0.88 1.51 3681


6.8 0.67 1.14 1.65 3378


7.9 0.39 1.28 2.19 6782

1) with factory-drilled vertical holes for the transport system and fabric insert in the lowest bed joint / mit im Werk eingebrachten vertikalen Bohrungen für das Transportsystem und Gewebeeinlage in der untersten Lagerfuge

2) Dry masonry / Trockenmauerwerk




tured and tested. The wall specimens bonded with 2C-PUR adhesive were manufactured in the client’s production hall in the Netherlands. The reference wall specimens with thin layer mortar were manufactured at the Institute of Build-ing Materials Research in Aachen (ibac).

The test specimens for determining the flexural tensile strength parallel to the bed joint were manufactured with an overlap dimension o = 0.4 × h = 100 mm (where h = unit height). With the test specimens for determining the flex-ural tensile strength perpendicular to the bed joint, the overlap dimension was o = 0.5 × l = 122.5 mm (where l = unit length).

The wall specimens and test setup used for determin-ing the flexural tensile strength for both loading directions are shown by way of example in Figures 18 and 19. The dimensions of the test specimens were chosen for both test directions such that adequate flexural slenderness of the walls (flexural tensile strength parallel to the bed joint: λ = lS/d = 5.2 and flexural tensile strength perpendicular to the bed joint: λ = 6.2) was guaranteed.

The masonry specimens were loaded in a deforma-tion-controlled way via the piston travel. The loading rate was chosen such that the maximum load was reached after

Druckfestigkeit besteht (Serien 1, 2 und 4) und Dünn-bettmauerwerk im Vergleich um 50 bis 70 % (Serien 3 und 6) höhere Werte erreicht. Lediglich für den Innen-wandziegel nach [3] ergibt sich ein Faktor von 1,16 (DM/PUR). Zurückzuführen ist dies auf eine größere Unemp-findlichkeit des relativ robusten Ziegels gegen Span-nungsspitzen, die vom Dünnbettmörtel ausgeglichen werden.

2.4.3 Biegezugfestigkeit

Die Biegezugfestigkeit parallel und senkrecht zur Lager-fuge wurde an kleinen Mauerwerkwänden in Anlehnung an DIN EN 1052-2 [19] bestimmt. Für beide Prüfrichtun-gen wurden jeweils drei Prüfkörper mit der ersten Steinart (Hochlochziegel nach [1]) in Kombination mit dem 2K-PUR-Klebstoff und drei Prüfkörper mit den gleichen Stei-nen in Kombination mit Dünnbettmörtel hergestellt und geprüft. Die Herstellung der Biegezugwände mit 2K-PUR-Klebstoff erfolgte in der Produktionshalle des Auftragge-bers in den Niederlanden. Die Referenzwände mit Dünn-bettmörtel wurden am Institut für Bauforschung Aachen (ibac) hergestellt.

Fig. 18. Flexural tests parallel to the bed joint on small ma-sonry walls according to DIN EN 1052-2, test specimen and test setup Bild 18. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge an Wän-den nach DIN EN 1052-2, Prüfkörper und Versuchsaufbau

Fig. 19. Flexural tests perpendicular to the bed joint on ma-sonry walls according to DIN EN 1052-2, test specimen and test setupBild 19. Biegezugversuche senkrecht zur Lagerfuge an Wän-den nach DIN EN 1052-2, Prüfkörper und Versuchsaufbau




Die Prüfkörper zur Bestimmung der Biegezugfestig-keit parallel zur Lagerfuge wurden mit einem Überbinde-maß von ü = 0,4 × h = 100 mm (h Steinhöhe) hergestellt. Bei den Wandprüfkörpern für die Bestimmung der Biege-zugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge betrug das Überbin-demaß ü = 0,5 × l = 122,5 mm (l Steinlänge).

Die Wandprüfkörper und der verwendete Versuchs-aufbau zur Bestimmung der Biegezugfestigkeit sind für beide Beanspruchungsrichtungen in den Bildern 18 und 19 beispielhaft dargestellt. Die Prüfkörperabmessungen wur-den für beide Prüfrichtungen so gewählt, dass eine ausrei-chende Biegeschlankheit der Wände (Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge: λ = lS/d = 5,2 bzw. Biegezugfestig-keit rechtwinklig zur Lagerfuge: λ = 6,2) gewährleistet war.

Die Belastung erfolgte verformungsgeregelt über den Kolbenvorschub. Die Belastungsgeschwindigkeit wurde dabei so eingestellt, dass die Maximallast nach rd. 10 bis 15 min erreicht wurde. Während der Versuchsdurchfüh-rung wurde die Wandmittendurchbiegung am oberen und unteren Rand (Prüfung der Biegezugfestigkeit parallel zur Lagerfuge) bzw. an den seitlichen Rändern (Prüfung der Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge) mit induktiven Wegaufnehmern W10 gemessen. Dabei wurden die Fix-punkte der Messvorrichtung an den Wandprüfkörpern an-gebracht, so dass bei der Auswertung keine Korrektur der Globalverschiebung der Wand erfolgen muss.

Die Untersuchungsergebnisse der Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge sind Tabelle 3 zusammengefasst. Die zugehörigen Last-Durchbiegungslinien sind in Bild 20 dar-gestellt.

Der Mittelwert der Biegezugfestigkeit parallel zur La-gerfuge der mit 2K-PUR-Klebstoff hergestellten Versuchs-serie betrug βBZ,p = 0,09 N/mm2. Die Referenzserie mit dem herkömmlichen Dünnbettmörtel erreichte einen Mit-telwert βBZ,p = 0,10 N/mm2.

Das Versagen der Prüfkörper erfolgte sowohl bei den Wänden mit 2K-PUR-Klebstoff als auch bei den Wänden mit Dünnbettmörtel ausnahmslos im Steinbereich, wobei hier unter-schieden werden muss zwischen zwei unter-schiedlichen Versagensarten. Bei den Wänden mit 2K-PUR-Klebstoff kam es bei zwei der drei untersuchten Wände infolge des filigranen Lochbildes des verwendeten Hochlochziegels zu einem Druckversagen im Auflagerbe-reich. Das Versagen der übrigen Prüfkörper (Wand 2 mit PU und Wände 1 bis 3 mit Dünnbettmörtel) erfolgte durch Überschreiten der Steinbiegezugfestigkeit. Aus diesem Grunde ist der bei der Serie mit 2K-PUR-Klebstoff angege-bene Mittelwert βBZ,p = 0,09 N/mm2 als unterer Wert an-

about 10 to 15 minutes. During the tests, the central wall deflection at the top and bottom edge (testing of flexural tensile strength parallel to the bed joint) and lateral edges respectively (testing of flexural tensile strength perpendic-ular to the bed joint) was measured by inductive displace-ment transducers W10. Here, the bench marks of the measuring device were mounted onto the wall so that a correction of the global displacement of the wall has not to be considered at the evaluation.

The results of the flexural tests parallel to the bed joint are summarised in Table 3. The associated load deflection curves are shown in Figure 20.

The mean value of the flexural tensile strength parallel to the bed joint for the test series manufactured with 2C-PUR adhesive was fmean,pa,PU = 0.09 N/mm2. The refer-ence series with conventional thin layer mortar achieved a mean value of fmean,pa,TLM = 0.10 N/mm2.

Without exception, the failure of the test walls bonded both with 2C-PUR adhesive and with thin layer mortar occurred in the unit region, whereby a distinction must be drawn between two different types of failure. With the walls bonded with 2C-PUR adhesive, a compressive failure occurred in the support region of two of the three walls tested due to the filigree perforation pattern of the hollow clay unit used. The failure of the other test specimens (wall 2 with PU and walls 1 to 3 with thin layer mortar) was due to the unit’s flexural tensile strength being exceeded. For this reason, the stated mean value fmean,pa,PU = 0.09 N/mm2 for the series with 2C-PUR adhesive is to be viewed as a bottom value. For the loading parallel to the bed joint, the

Table 3. Flexural tests parallel to the bed joint according to DIN EN 1052-2, test results (mean values) Tabelle 3. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Ergebnisse (Mittelwerte)


Description /Beschreibung

Fmax fmean,pa / βBZ,p f1)

kN N/mm2 mm

1 Hollow clay unit acc. to [1] with 2C-PUR adhesive /Ziegel nach [1] mit 2K-PUR-Klebstoff

8.0 0.09 0.94

2 Hollow clay unit acc. to [1] with thin-bed mortar /Ziegel nach [1] mit Dünnbettmörtel

8.8 0.10 0.57

1) Deflection at Fmax / Durchbiegung bei Fmax

Load F in kN / Kraft F in kN

Deflection f in mm / Durchbiegung f in mm



Fig. 20. Flexural tests parallel to the bed joint according to DIN EN 1052-2, load-deflection curvesBild 20. Biegezugversuche parallel zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Last-Durchbiegungskurven




test walls bonded with 2C-PUR adhesive thus yielded flex-ural tensile strength values comparable to the reference series.

From figures 5 and 6 we obtain an adhesive shear strength of approximately 0.2 N/mm2. Taking into account a test specimen’s influence on the actual value of adhesive shear strength of 2 [20], we would get a flexural tensile strength of 0.16 N/mm² if the overlap dimension is 0.4. The influence of thickness [21] can be neglected for the unit material, which means that, in view of the fact that the head joints are unmortared, there is a good correspond-ence between the experimental flexural tensile strength and that computed from the adhesive shear strength.

The results of the flexural tests perpendicular to the bed joint are shown in Table 4. The determined load de-flection curves are shown in Figure 21.

The mean value of the flexural tensile strength perpen-dicular to the bed joint for the test series manufactured with 2C-PUR adhesive was fmean,pe,PU = 0.24 N/mm2. For loading perpendicular to the bed joint, the reference series with conventional thin layer mortar achieved a lower mean value (fmean,pe,TLM = 0.16 N/mm2). The required value of Eurocode EC 6/NA [15] is fulfilled.

The test walls bonded both with 2C-PUR adhesive and with thin layer mortar failed chiefly due to exceeding the bond strength (flexural tensile bond strength) between the unit and 2C-PUR adhesive and thin layer mortar re-spectively. Only in one case – as previously in flexural tests parallel to the bed joint – a compressive failure of the hol-low clay unit did occur at the upper support.

zusehen. Für die Beanspruchung parallel zur Lagerfuge ergaben somit die Wandprüfkörper mit dem 2K-PUR-Kleb-stoff gleichwertige Biegezugfestigkeitswerte im Vergleich zu der Referenzserie.

Aus den Bildern 5 und 6 ergibt sich eine Haftscherfes-tigkeit von ca. 0,2 N/mm2. Unter Berücksichtigung eines Prüfkörpereinflusses auf den tatsächlichen Wert der Haft-scherfestigkeit von 2 [20] ergäbe sich bei einem Überbinde-maß von 0,4 eine Biegezugfestigkeit von 0,16 N/mm2. Der Dickeneinfluss [21] kann für das Steinmaterial vernachläs-sigt werden, so dass unter Berücksichtigung der Tatsache, dass die Stoßfugen unvermörtelt sind, eine gute Überein-stimmung zwischen aus der Haftscherfestigkeit berechne-ten und der experimentellen Biegezugfestigkeit besteht.

Die Untersuchungsergebnisse der Biegezugversuche senkrecht zur Lagerfuge sind in Tabelle 4 enthalten. Die bestimmten Last-Durchbiegungslinien sind in Bild 21 dar-gestellt.

Der Mittelwert der Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge betrug bei der mit 2K-PUR-Klebstoff hergestell-ten Versuchsserie βBZ,s = 0,24 N/mm2. Die Referenzserie mit dem herkömmlichen Dünnbettmörtel erzielte bei der Beanspruchung senkrecht zur Lagerfuge einen niedrigeren Mittelwert (βBZ,s = 0,16 N/mm2). Der Anforderungswert des EC 6/NA [15] wird erfüllt.

Das Versagen der Prüfkörper erfolgte bei den Wänden mit 2K-PUR-Klebstoff und auch bei den Wänden mit Dünnbettmörtel überwiegend durch Überschreiten der Verbundfestigkeit (Biegehaftzugfestigkeit) zwischen Stein und 2K-PUR-Klebstoff bzw. Dünnbettmörtel. Nur in einem Fall kam es – wie auch schon bei den Biegezugversuchen parallel zur Lagerfuge – zu einem Druckversagen der Hochlochziegel am oberen Auflager.

Die experimentell ermittelte Biegezugfestigkeit senk-recht zur Lagerfuge stimmt sehr gut mit der Haftzugfestig-keit gemäß Bild 11 überein, einen gewissen Dickeneinfluss vorausgesetzt.

2.4.4 Schubfestigkeit

Die Untersuchung des Schubtragverhaltens erfolgte an ge-schosshohen, 2,50 m langen Wandprüfkörpern aus Hoch-lochziegeln nach [1] in Kombination mit dem 2K-Polyure-than-Klebstoff nach dem vereinheitlichten Prüfverfahren des DIBt, um die für eine Festlegung von charakteristi-schen Werten der Schubfestigkeit erforderliche Grundlage zu schaffen. Die Schubprüfung wurde unter einer konstan-ten, vertikalen Auflast von σv = 0,1 · σ0 = 0,035 N/mm2

Table 4. Flexural tests perpendicular to the bed joint according to DIN EN 1052-2, test results (mean values)Tabelle 4. Biegezugversuche senkrecht zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Ergebnisse (Mittelwerte)


Description /Beschreibung

Fmax fmean,pe / βBZ,s f1)

kN N/mm2 mm

1 Hollow clay unit acc. to [1] with 2C-PUR adhesive /Ziegel nach [1] mit 2K-PUR-Klebstoff

20.7 0.24 0.43

2 Hollow clay unit acc. to [1] with thin-bed mortar /Ziegel nach [1] mit Dünnbettmörtel

14.1 0.16 0.29

1) Deflection at Fmax / Durchbiegung bei Fmax

Load F in kN / Kraft F in kN

Deflection f in mm / Durchbiegung f in mm

Fig. 21. Flexural tests perpendicular to the bed joint accor-ding to DIN EN 1052-2, load-deflection curvesBild 21. Biegezugversuche senkrecht zur Lagerfuge nach DIN EN 1052-2, Last-Durchbiegungskurven






(Wand 1) bzw. σv = 1,2 · σ0 = 0,420 N/mm2 (Wand 2) durchgeführt. Aufgrund des hohen Aufwandes bei der Her-stellung, Vorbereitung und Prüfung der Schubwände wurde für jede Auflaststufe jeweils nur ein Prüfkörper her-gestellt und geprüft. Bisherige Untersuchungen haben ge-zeigt, dass der Streubereich dieser Versuche i. d. R. verhält-nismäßig gering ist.

Die Herstellung der Prüfkörper für die Schubversu-che erfolgte im Fertigteilwerk in Österreich. Da Steinzug-versagen in den Lasteinleitungsecken nicht auszuschlie-ßen war, wurden die Ecksteine im Vorfeld der Wandher-stellung zur Verstärkung mit Polyurethan verfüllt und während des Herstellvorgangs entsprechend positioniert. Das Überbindemaß betrug 0,5 · l, wie dies auch planmäßig bei der Erstellung der Fertigteilwände vorgesehen ist. Nach der Herstellung wurden die Wände mittels Wasser-strahlsägen auf die erforderliche Länge von rd. 2500 mm zugeschnitten. Anschließend erfolgte der Transport der Wände zum ibac.

In Aachen wurden die Fertigteilwände in eine Schicht Epoxidharzmörtel auf die vorab auf dem Hallenboden aus-gerichteten Stahlbeton-Grundbalken aufgesetzt. Nach Er-härten der Epoxidharzschicht wurden die Wände auf den unteren Teil der Prüfeinrichtung gehoben und ausgerichtet. Die vollflächige Kraftübertragung wurde durch eine dünne Ausgleichsschicht aus Gips zwischen Grundbalken und unterer Stahlplatte gewährleistet. Auf die Oberseite des Kopfbalkens wurde ebenfalls eine dünne Ausgleichsschicht aus Gips aufgetragen und der obere Stahlträger mit gesi-cherten Stahlrollen aufgelegt. Die Schnittflächen an den Stirnseiten der Mauerwerkprüfkörper wurden zunächst gesäubert und mit dem Epoxidharzgemisch grundiert und abgesandet. Aufgrund der filigranen Lochstruktur und des Nut-Feder-Systems mussten alle Öffnungen bzw. Vertiefun-gen auf den Stirnseitenflächen ebenfalls mit dem Epoxid-harzmörtel geschlossen werden, damit nicht beim Anbrin-gen der Seitenbalken das Epoxidharzgemisch die Schub-wand verfüllt und aussteift. Die seitlichen Stahlbetonbalken wurden auf Stahlwinkel aufgesetzt, die zuvor seitlich an die Grundbalken montiert worden waren. Mit Hilfe diago-naler und horizontaler Gewindestangen, die an den Drit-telspunkten der Seitenbalken befestigt waren, wurden die Seitenbalken an dem Kopfbalken und gegeneinander gesi-chert und ausgerichtet. Die Fugen zwischen den Seitenbal-ken und dem Mauerwerk wurden an den vertikalen Rän-dern sowie am unteren Rand mit einer Dichtungsmasse auf PU-Basis abgedichtet.

Die Wände wurden nach dem Aushärten der Dich-tungsmasse bis zum Abschluss der Schubprüfung mit der zuvor festgelegten, konstanten Auflast senkrecht zu den Lagerfugen bis zum Ende der Schubprüfung belastet. Die Fugen zwischen Seitenbalken und Mauerwerk wurden dann mit angedicktem Epoxidharz vergossen. Vor der Prü-fung wurden die Gewindestangen zur Ausrichtung der Sei-tenbalken gelöst und die Schubbelastungseinrichtung ange-bracht. Anschließend wurde die Sicherung der Rollenlager entfernt. Die diagonalen Gewindestangen der Lasteinlei-tungsvorrichtung sind nach der Montage leicht vorge-spannt. Bei der Prüfung wurde eine geringe Vorlast (rd. 2 bis 5 kN) mit dem Lasteinleitungskolben aufgebracht und die zur Montage der Versuchseinrichtung angezogenen Muttern gelöst.

The experimentally determined flexural tensile strength perpendicular to the bed joint matches the adhe-sive tensile strength shown in Figure 11 very well, subject to some influence by thickness.

2.4.4 Masonry shear strength

The shear strength behaviour was tested according to the unified test procedure of the DIBt on storey-high, 2.50 m long wall specimens made of hollow clay units according to [1] bonded with 2C-PUR adhesive, in order to create the necessary basis for specifying the characteristic values of shear strength. The shear test was carried out under a con-stant, vertical load of σv = 0.1 · σ0 = 0.035 N/mm2 (wall 1) and σv = 1.2 · σ0 = 0.420 N/mm2 (wall 2). Owing to the considerable effort in manufacturing, preparing and testing the shear walls, only a single test specimen was manufac-tured and tested for each stage of loading. Previous tests have shown that the scattering of these tests is usually rel-atively low.

The test specimens for the shear tests were manufac-tured at the prefabrication plant in Austria. Since tensile failure of the units in the load introduction corners could not be ruled out, the corner units were filled with polyure-thane to strengthen before the wall was manufactured and positioned accordingly during the manufacturing process. The overlap dimension was 0.5 · l, as is also envisaged as per plans in the manufacturing of the prefabricated walls. After manufacturing, water-jet saws were used to cut the walls to the required length of around 2500 mm. The walls were then transported to ibac.

In Aachen the prefabricated masonry walls were placed into a layer of epoxy resin mortar on a reinforced concrete ground beam aligned beforehand on the floor. After the layer of epoxy resin had cured, the wall speci-mens were lifted onto the lower part of the testing device and aligned. Full-surface transmission of force was ensured by a thin levelling layer of gypsum between the ground beam and lower steel plate. A thin levelling layer of gyp-sum was also applied to the top side of the head beam and the upper steel girder was fitted with locked steel rollers. The cut surfaces on the front faces of the wall specimens were first cleaned and primed with the epoxy resin mix and sanded down. Owing to the filigree perforation struc-ture and tongue and groove system, all of the openings and recesses on the front faces also had to be closed off with epoxy resin mortar, so that the epoxy resin mix did not fill and stiffen the shear wall when the lateral beam was at-tached. The lateral reinforced concrete beams were placed onto steel angle-pieces that had been mounted onto the sides of the ground beam beforehand. Diagonal and hori-zontal threaded rods secured to the third points of the lat-eral beams were used to secure and align the latter to the head beam and against one another. The gaps between the lateral beams and brickwork were sealed at the vertical edges and at the bottom edge with a PU-based sealing com-pound.

After the sealing compound had cured and up until the end of the shear test, the walls were loaded with the predefined constant load perpendicular to the bed joints. The gaps between the lateral beams and brickwork were then grouted with thickened epoxy resin. Prior to the test,




the threaded rods for alignment of the lateral beams were released and the shear loading device was attached. Next, the roller bearing lock was removed. The diagonal threaded rods of the load introduction device are gently pre-ten-sioned after installation. In the test, a slight preload (around 2 to 5 kN) was applied by the load introduction piston and the nuts tightened to install the testing device were released.

Figure 22 shows a test wall after attachment of the shear loading device.

The shear load was continually increased until frac-ture. Inductive displacement transducers were used to re-cord deformation measurements in the unit and joint re-gions and in the direction of the main compressive and tensile stresses in the masonry on both sides of the test specimens.

The tests yielded the highest loads (Fmax) and maxi-mum shear stresses (tmax) shown in Table 5.

The crack pattern after reaching the maximum load is shown for both shear tests in Figure 23. Wall 1 with the lowest load σv = 0.1 · σ0 = 0.035 N/mm2 shows essentially joint failure. With wall 2 (σv = 1.2 · σ0 = 0.420 N/mm2) the cracks ran mainly in the masonry below an angle of around 30° referred to the lateral beam on the load introduction side. This angle deviates slightly from the direction of the main stresses, which with tan(2ϕ0) = 2t/σy is ϕ0 = 21° at fracture, which may be attributed to the anisotropy of the stone.

According to Figure 8, the adhesive shear strength in accordance with DIN EN 1052-3 [14] is around 0.25 N/mm2

with a very low applied load. If one considers that a value of 0.5 N/mm2 [20] would therefore ensue for the actual adhesive shear strength, then a substantial difference is ap-parent even if one were to make a reduction to one half for unmortared head joints. This would result in a theoretical shear strength of 0.25 N/mm2. The measured shear strength is therefore less than one half. Differences are also to be found in observed inadequacy of the test procedure [22] at joint failure, and elsewhere.

Bild 22 zeigt einen Wandprüfkörper nach Anbringen der Schubbelastungseinrichtung.

Die Schubbelastung wurde bis zum Bruch kontinuier-lich gesteigert. An beiden Seiten der Prüfkörper wurden Verformungsmessungen im Stein- und Fugenbereich und in Richtung der Hauptdruck- und Hauptzugspannungen im Mauerwerk mit induktiven Wegaufnehmern durchge-führt.

In den Versuchen ergaben sich die in Tabelle 5 darge-stellten Höchstlasten Fmax bzw. maximalen Schubspan-nungen tmax.

Das Rissbild nach Erreichen der Bruchlast ist für beide Schubversuche in Bild 23 dargestellt. Wand 1 mit der niedrigen Auflast σv = 0,1 · σ0 = 0,035 N/mm2 zeigt im Wesentlichen Fugenversagen. Bei Wand 2 (σv = 1,2 · σ0 = 0,420 N/mm2) verliefen die Risse hauptsächlich im Stein-bereich unter einem Winkel von rd. 30° bezogen auf den Seitenbalken auf der Lasteinleitungsseite. Dieser Winkel weicht von der Richtung der Hauptspannungen, die mit tan(2ϕ0) = 2t/σy im Bruchzustand ϕ0 = 21° beträgt, gering-fügig ab, was auf die Anisotropie der Steine zurückzufüh-ren sein dürfte.

Die Haftscherfestigkeit nach DIN EN 1052-3 [14] be-trägt gemäß Bild 8 etwa 0,25 N/mm2 bei sehr geringer Auf-last. Berücksichtigt man, dass für die tatsächliche Haft-scherfestigkeit sich somit ein Wert von 0,5 N/mm2 ergeben würde [20], so zeigt sich ein erheblicher Unterschied, selbst

Fig. 22. Shear tests according to the DIBt test method, test spe-cimen and test setupBild 22. Schubversuche nach dem vereinheitlichten Prüfver-fahren des DIBt, Prüfkörper und Versuchsaufbau

Table 5. Shear tests according to the DIBt test method, test resultsTabelle 5. Schubversuche nach dem vereinheitlichten Prüf-verfahren des DIBt, Ergebnisse

Wall specimen no. /Wand

σv Fmax tmax

N/mm2 kN N/mm2

1 0.035 155.7 0.121

2 0.420 245.6 0.190




wenn man eine Abminderung bei unvermörtelter Stoßfuge auf die Hälfte vornehmen würde. So ergäbe sich eine the-oretische Schubfestigkeit von 0,25 N/mm2. Die gemessene Schubfestigkeit beträgt damit weniger als die Hälfte. Unter-schiede sind u. a. auch in der bei Fugenversagen beobach-teten Unzulänglichkeit des Prüfverfahrens zu suchen [22].

3 Das Elemente-Ziegelfertigteilsystem3.1 Allgemeines/Geschichte

Die Redbloc Fertigteilsystemtechnologie wurde von dem Ziegelhersteller Pichler aus Wels in mehrjähriger Zusam-menarbeit mit einem amerikanischen Technologiekonzern entwickelt. Diese auf einem weltweit einmaligen Trocken-klebeverfahren basierende Technik wird bereits seit etwa 10 Jahren erfolgreich in Österreich, Russland, Belgien und den Niederlanden eingesetzt.

Vor kurzem wurde nun das erste Fertigteilwerk in Deutschland von der Redbloc Elemente GmbH, einer Tochterfirma der Penzkofer Bau GmbH mit Sitz in Platt-ling, fertiggestellt, in dem zukünftig vollautomatisiert Zie-gelfertigteilwände mit der patentierten Redbloc-Technolgie hergestellt werden können.

Nachfolgend werden die einzelnen Schritte bei der automatisierten Produktion der Ziegelfertigteile anhand der neu eröffneten Redbloc Fertigungsanlage in Plattling beispielhaft vorgestellt.

3.2 Planung der Fertigteile/Aufbereitung der technischen Daten

Die Produktion der Mauertafeln wird individuell nach den Vorstellungen des Kunden geplant und umgesetzt. Beste-hende Architektenpläne können dabei in allen gängigen Dateiformaten problemlos übernommen und für den vollautomatisierten Herstellungsprozess umgewandelt werden. Hierfür werden die Baupläne zunächst in einer Elementierungssoftware eingelesen (Bild 24) und daraus die für das Bauvorhaben benötigten Fertigteile berechnet.

Über eine Datenschnittstelle erfolgt die Übergabe der Element-Abmessungen an die Produktionsanlage inklusive wesentlicher Detailinformationen wie z. B. Lage des Ele-

3 The Redbloc system (prefabricated masonry panel system)3.1 General/History

The Redbloc system technology was developed by clay unit manufacturer Pichler in Wels (Austria) through many years’ collaboration with an American technology com-pany. This technology based on a globally unique dry glu-ing process has already been used successfully for around ten years in Austria, Russia, Belgium and the Netherlands.

Recently, the first prefabrication plant in Germany was completed by Redbloc Elemente GmbH, a subsidiary of Penzkofer Bau GmbH based in Plattling, in which prefab-ricated masonry panels can be produced in future by a fully automated process using the patented Redbloc technology.

The single steps in the automated production of the prefabricated masonry panels are presented below by ref-erence to the newly opened Redbloc production plant in Plattling, by way of example.

3.2 Planning the prefabricated masonry panels/ Preparing the technical data

The production of the masonry panels is planned and real-ised entirely in accordance with the customer’s wishes. Existing architectural plans in all common file formats can be taken over easily and converted for the fully automated

Fig. 23. Shear tests according to the DIBt test method, crack pattern (left: test specimen 1; right: test specimen 2)Bild 23. Schubversuche nach dem vereinheitlichten Prüfver-fahren des DIBt, Rissbild (links: Wand 1; rechts: Wand 2)

Fig. 24. Elementing software Bild 24. Elementierungssoftware




manufacturing process. In this case the construction plans are first read into the elementing software (Figure 24) and the prefabricated parts required for the building project are calculated.

The dimensions of the masonry panels are transferred to the production plant via a data interface, including es-sential details such as the position of the masonry panel in the structure, openings and type of unit to be used. Masonry calculation software developed specifically for Redbloc Elemente GmbH validates the transferred data and, with the aid of a materials database, determines the division and arrangement of the respective units within the prefab-ricated masonry panels. When doing so, it aims for optimal usage of units with minimal cutting (Figure 25).

3.3 Production

On the basis of the calculated data of the panels, the clay units are supplied via two robots to the fully automated production line. One robot takes the units from the pallet with a gripper and loads the production line (Figure 26). A second robot loads the saw and feeds the cut pieces to the production line.

The masonry units are placed onto the production line in accordance with the calculation. Once all of the units for a layer are complete except the last one, they are aligned and the length of the masonry panel is measured. Based on the actual value measured, the difference from the prede-

ments im Bauwerk, Aussparungen oder zu verwendender Steintyp. Eine speziell für die Redbloc-Elemente GmbH entwickelte Mauerberechnungssoftware überprüft die übergebenen Daten und ermittelt unter Zuhilfenahme einer Baustoffdatenbank die Aufteilung und Anordnung der jeweiligen Steine innerhalb der Fertigteilwände und berücksichtigt dabei einen optimalen Steinverbauch bei minimalem Verschnitt (Bild 25).

3.3 Produktion

Auf Basis der berechneten Daten der Elemente werden die Mauerziegel mittels zweier Roboter der vollautomatischen Fertigungsstraße zugeführt. Ein Roboter entnimmt mit einem Greifer die Steine von der Palette und beschickt die Fertigungslinie (Bild 26). Ein weiterer Roboter beschickt die Säge und führt die Schnittstücke der Fertigungsstraße zu.

Die Steine werden gemäß Berechnung auf der Ferti-gungsstraße aufgelegt. Nachdem alle Steine einer Lage mit Ausnahme des letzten Steins komplett sind, werden sie ausgerichtet und die Länge des Wandelements vermessen. Basierend auf dem gemessenen Ist-Wert wird mit dem letz-ten zuzuschneidenden Stein, dem sogenannten „Pass-Stein“, die Differenz zum vorgegebenen exakten Wand-maß ausgeglichen. Der Pass-Stein wird im weiteren Verlauf so in die Wand eingefügt, dass die gesägte Seite nicht sicht-bar ist und das Wandelement grundsätzlich über die ge-samte Elementhöhe mit gleichmäßig maßgenauer Nut- und Federanordnung abschließt. Weiterhin erfolgt auf der Fertigungsstraße das trockene Bohren der für das Trans-portsystem erforderlichen Lochungen. Die Software be-rechnet dabei den genauen Schwerpunkt eines jeden Fer-tigteils, um ein späteres problemloses Heben mit dem Kran zu gewährleisten. Anschließend werden die Oberflächen der Mauersteine gründlich mit einer automatischen Rol-lenbürste abgekehrt, um lose Teile und Staubschichten zu entfernen.

Am Ende der Fertigungsstraße werden die Steinlagen erneut ausgerichtet und durch einen Lagengreifer auf die Fertigungspalette gesetzt. An den von der Software unter Berücksichtigung der Vorgaben in der Zulassung berech-neten Positionen werden die für Transport und Montage erforderlichen Bewehrungsstreifen aus Kohlenstoff-Faser-bändern auf die Oberflächen der Mauersteine gelegt, ge-

Fig. 25. Computer-operated arrangement of the unitsBild 25. Anordnung der Steine mittels Mauerberechnungs-software

Fig. 26. Unloading the pallet by robot Bild 26. Entstapelung der Steinpaletten mit dem Roboter




spannt und abgeschnitten. Nach jeder gesetzten Steinlage wird der patentierte 2K-Polyurethan-Klebstoff millimeter-genau aufgetragen (Bild 27), der Sprühkopf automatisch gereinigt und die nächste Steinlage mit dem Lagengreifer aufgesetzt (Bild 28).

Die Wandelemente werden grundsätzlich in der Rei-henfolge hergestellt, in der sie auch auf der Baustelle ver-setzt werden. Durch die sehr kurze Aushärtezeit des Kleb-stoffs können die fertigen Wandelemente sofort in den nachfolgenden Anlagenteil, dem Sägezentrum, umgesetzt werden.

Im Sägezentrum werden an den Elementen die von der Berechnungssoftware berechneten Schnitte präzise mithilfe einer neuen Diamant-Seilsägetechnik ausgeführt (Bild 29). Der große Vorteil dieses Sägeverfahrens besteht darin, dass vollkommen trocken gesägt werden kann und so keine Feuchtigkeit in die Elemente eingetragen wird, was sich wiederum positiv auf die Bauzeit auswirkt. Zu-dem entfallen die bei den sonst oft verwendeten Nass-Sä-geverfahren auftretenden Verunreinigungen der Wandele-mente.

Im letzten Produktionsschritt werden die Elemente – falls gefordert – komplett mit Sonderbauteilen wie z. B. Stürzen, Rolläden- und Jalousiekästen ausgestattet. Bereits

fined exact wall size is balanced out by the last unit to be cut, the fitting unit. The fitting unit is subsequently inserted in the masonry wall in such a way that the sawn side cannot be seen and the masonry panel closes essentially over the entire element height with a uniform exact size tongue and groove arrangement. The dry drilling of the holes required for the transport system is also done on the production line. For this, the software calculates the exact centre of gravity of each prefabricated part so that subsequent lifting by crane proceeds without any problems. After this the sur-faces of the units are thoroughly swept over with an auto-matic roller brush to remove loose parts and layers of dust.

At the end of the production line, the unit layers are aligned again and placed onto the production pallet by a layer gripper. At the positions calculated by the software and taking account of the stipulations in the approval, the required carbon fibre reinforcing strips for transport and assembly are laid onto the surfaces of the units, tensioned and cropped. After each layer of units is laid, the patented two-component polyurethane adhesive is applied with mil-limetre precision (Figure 27), the spray head is cleaned automatically and the next layer of units is set down by the layer gripper (Figure 28).

The masonry panels are manufactured basically in the same order that they are put into place at the construction site. Since the adhesive has a very short curing time, the manufactured masonry panels can be moved immediately to the next section of the plant, the sawing centre.

In the sawing centre, precision cuts computed by the masonry calculation software are made to the panels with the aid of diamond wire saw technology (Figure 29). Since this technology has the major advantage of allowing totally dry sawing, no moisture is transferred to the panels, which in turn has a positive effect on construction time. Moreover, contamination of masonry panels that can occur with the otherwise often used wet sawing methods does not arise.

In the final step of production, if required, the ma-sonry walls are fully equipped with special components such as lintels and roller shutter or blind boxes. The panels are ready to be transported as early as one hour after their manufacturing. Automated production makes it possible to manufacture up to 400 m2 of masonry panelsin the prefab-rication plant within an eight-hour shift and consign this for transportation to the construction site.

3.4 Transportation of the prefabricated masonry panels to the construction site

The prefabricated masonry panels are transported in con-formance with DIN 1053-4 [23] with unmortared, re-usa-ble anchor rods and supporting bolts. The bearer units of bottom unit layer contain a horizontal hole in the axis of the vertically drilled channels to accommodate the sup-porting bolts. The bottom unit layer is also secured by a factory applied stretch foil before offloading in the prefab-rication plant. The finished masonry panels fitted with an-chor rods are lifted standing upright in transport contain-ers by the plant crane, and are transported on schedule to the construction site ‘just in time’ by special transportation vehicles, in the present case by so-called inloaders. The transport containers are filled in accordance with the de-tails in the assembly plan, which ensures that the elements

Fig. 27. Application of the two-component polyurethane adhesive Bild 27. Auftrag des 2K-Polyurethan-Klebstoffs

Fig. 28. Masoning the next unit layer by grabberBild 28. Aufsetzen der nächsten Steinlage mit dem Lagen-greifer




always arrive at the construction site in the same order as they are needed (Figure 30).

Figure 31 shows the inloader being loaded and the transport container being dispatched.

3.5 Assembly of the prefabricated masonry panels at the construction site

Once the wall building lines, doorways and element joints have been marked by chalk lines on the foundation slab at the construction site, the individual masonry panels can be offloaded and moved into position by the mobile or site crane. The masonry panels are offloaded and positioned as per the details in the accompanying assembly plan. When doing so, the masonry panels are carefully set in a full-area bed of mortar (usually general purpose masonry mortar of mortar group IIa when no greater strength is demanded for structural reasons) with compensation platelets (Figure 32) to balance out dimensional tolerances that may occur due to ceiling irregularities. Each masonry panel is then aligned plumb and secured by at least two previously prepared inclined supports (Figure 33). The inclined sup-ports are fixed to the wall by hexagon bolts and into the ground plate by impact dowels. Only after both supports have been secured the suspension device is released and removed from the masonry panel.

The separate masonry panels are joined together by butt joints. The gaps that arise between the panels are sealed up inside and outside with PU foam on site. Any PU

eine Stunde nach Fertigstellung ist die Transportfähigkeit der Elemente sichergestellt. Durch die automatisierte Pro-duktion ist es möglich, innerhalb einer Schicht von acht Stunden bis zu 400 m2 Wandelemente im Fertigteilwerk herzustellen, zu verladen und zur Baustelle zu transportie-ren.

3.4 Transport der Fertigteile zur Baustelle

Der Transport der Fertigteile erfolgt in Anlehnung an DIN 1053-4 [23] mit unvermörtelten, wieder verwendba-ren Ankerstäben und Tragbolzen. Die Tragziegel der un-tersten Steinlage enthalten in der Achse der vertikal ge-bohrten Kanäle eine horizontale Bohrung zur Aufnahme der Tragbolzen. Die unterste Steinlage wird zusätzlich vor dem Verladen im Fertigteilwerk mit einer werkseitig ap-plizierten Stretchfolie gesichert. Die fertigen und mit An-kerstäben ausgestattenen Wandelemente werden mit dem Anlagenkran aufrecht stehend in Transportcontainer ge-hoben und entsprechend dem Terminplan mit Spezi-altransportfahrzeugen, im vorliegenden Fall mit soge-nannten Innenladern, „just in time“ zur Baustelle ge-bracht. Das Bestücken der Transportcontainer erfolgt dabei nach den Angaben im Montageplan, wodurch im-mer gewährleistet ist, dass die Elemente in der Reihen-folge auf der Baustelle eintreffen, in der sie auch benötigt werden (Bild 30).

In Bild 31 ist das Beladen des Innenladers und der Abtransport des Transportcontainers dargestellt.

Fig. 29. Diamond wire saw technologyBild 29. Diamant-Seilsäge-technik

Fig. 30. Loading of the container Bild 30. Bestücken der Transportcontainer




foam that protrudes after curing is cut off. In addition, a 20 cm wide fabric is applied over the vertical assembly gaps on the inside of the wall.

4 Summary

The necessary basis for obtaining a general technical ap-proval has been established by carrying out the tests de-scribed in this article. PU-bonded masonry is not standard-ised and hence, under German building regulations, can-not be used. Besides the effects of the adhesive on the mechanical properties, the long-term stability was also to be assessed. Overall, the tests have shown that altered load-bearing capacities are to be specified in comparison to thin layer mortar; in the present case lower values for compressive load bearing capacity, while for flexural load bearing capacity even higher values in some cases.

The production of prefabricated masonry panels is a very interesting variant in the manufacture of wall mod-ules because, apart from weather independence with the mode of construction presented here, manufacturing toler-ances are also significantly reduced due to an unusually high degree of mechanisation. Overall, the entire manufac-turing process comes across as well thought-out and pro-duces top-quality products. The rate of production is ex-tremely high, a 6 m long × 3 m high masonry wall taking around 30 minutes to manufacture. The method presented here is therefore a major advance in the area of industrial manufacture of prefabricated masonry.

The granting of a general technical approval (abZ) for the Redbloc system is expected with beginning of 2015.

References − Literatur

[1] General technical approval no. Z-17.1-890: Object of ap-proval: Masonry of POROTON plane-ground hollow clay units -T9/-T10/-T11 „DR 34“ in a thin mortar-bed technique. Applicant: Wienerberger GmbH, Oldenburger Allee 26, 30659 Hannover; Schlagmann Baustoffwerke GmbH &Co. KG, Ziegeleistraße 1, 84367 Zeilarn. Berlin: Deutsches Insti-tut für Bautechnik, DIBt, 2012 – Approval number: Z-17.1-890 (05.12); Duration of validity: 31. March 2016.

[2] General technical approval no. Z-17.1-1057: Object of ap-proval: Masonry of POROTON plane-ground hollow clay units with integrated insulation – designated as POROTON-

Fig. 31. Loading of the inloader and wall panel deliveryBild 31. Beladen des Innenladers und Abtransport der Wandelemente

Fig. 32. Unloading of the wall panels in a mortar bed Bild 32. Absetzen der Elemente in ein Mörtelbett

Fig. 33. Justification and temporary supporting of the wall panelsBild 33. Ausrichtung und Sicherung der Elemente

3.5 Montage der Fertigteile auf der Baustelle

Nachdem auf der Baustelle die Wandfluchten, Türöffnun-gen und Elementstöße mittels Schlagschnur auf der Bo-denplatte gekennzeichnet wurden, können die einzelnen




T7-MD-plane-ground clay units – in a thin mortar-bed tech-nique. Applicant: Schlagmann Baustoffwerke GmbH &Co. KG, Ziegeleistraße 1, 84367 Zeilarn; Wienerberger GmbH, Oldenburger Allee 26, 30659 Hannover. Berlin: Deutsches Institut für Bautechnik, DIBt, 2011 – Approval number: Z-17.1-1057 (04.11); Duration of validity: 28. April 2016.

[3] General technical approval no. Z-17.1-715: Object of ap-proval: Masonry of klimaton plane-ground hollow clay units with interlocking butt joints in a thin mortar-bed technique. Applicant: Klimaton ZIEGEL Interessengemeinschaft e.V., Ziegeleistraße 10, 95145 Oberkotzau. Berlin: Deutsches Insti-tut für Bautechnik, DIBt, 2010 – Approval number: Z-17.1-715 (09.10); Duration of validity: 21. September 2015.

[4] DIN V 18580:2007-03 Special masonry mortar.[5] DIN EN 772-16:2011-07 Methods of test for masonry units –

Part 16: Determination of dimensions.[6] DIN EN 772-13:2000-09 Methods of test for masonry units –

Part 13: Determination of net and gross dry density of masonry units (except for natural stone).

[7] DIN EN 772-9:2005-05 Methods of test for masonry units – Part 9: Determination of void and net volume and percentage of voids of clay and calcium silicate masonry units by filling with sand.

[8] DIN EN 772-20:2005-05 Methods of test for masonry units – Part 20: Determination of flatness of faces of masonry units.

[9] DIN EN 772-1:2011-07 Methods of test for masonry units – Part 1: Determination of compressive strength.

[10] DIN EN 1015-6:2007-05 Methods of test for mortar for ma-sonry – Part 6: Determination of bulk density of fresh mortar.

[11] DIN EN 1015-10:2007-05 Methods of test for mortar for masonry – Part 10: Determination of dry bulk density of hard-ened mortar.

[12] DIN EN 1015-11:2007-05 Methods of test for mortar for masonry – Part 11: Determination of flexural and compressive strength of hardened mortar.

[13] DIN EN 998-2:2010-12 Specification for mortar for ma-sonry – Part 2: Masonry mortar.

[14] DIN EN 1052-3:2007-06 Methods of test for masonry – Part 3: Determination of initial shear strength (adhesive shear strength).

[15] DIN EN 1996-1-1/NA:2012-05 National Annex – Nation-ally determined parameters – Eurocode 6: Design and rating of masonry structures – Part 1-1: General rules for reinforced and unreinforced masonry structures.

[16] DIN 18555-5:1986-03 Testing of mortars containing min-eral binders; hardened mortars; determination of bond shear strength of masonry mortars.

[17] Sparowitz, L, Schlöglmann, K. H.: Plane-ground block ma-sonry with two-component polyurethane adhesives. Graz: Zivilingenieurbüro Sparowitz, 2008. Private appraisal.

[18] DIN EN 1052-1:1998-12 Methods of test for masonry – Part 1: Determination of compressive strength.

[19] DIN EN 1052-2:1999-10 Methods of test for masonry – Part 2: Determination of the bending tensile strength .

[20] Brameshuber, W., Graubohm, M., Schmidt, U.: Strength properties of masonry. Part 4: Shear strength. In: Mauer werk-Kalender 31 (2006), S. 193–225. Berlin: Ernst & Sohn.

[21] Schmidt, U., Jäger, W., Brameshuber, W., Bakeer, T.: The bending strength of masonry/Biegezugfestigkeit von Mauer-werk. Mauerwerk 19 (2015), H. 1, S. 27–39.

[22] Schmidt, U., Beer, I., Brameshuber, W.: Tests on the Load Bearing Behaviour of Masonry Shear Walls. Calgary : Depart-ment of Civil Engineering, 2005. In: Proceedings of the 10th Canadian Masonry Symposium, Banff, Alberta, Canada, June 8–12, 2005, (Lissel, S.; Benz, C.; Hagel, M.; Yuen, C.; Shrive, N. (Ed)), pp. 704–713.

[23] DIN 1053-4:2013-04 Masonry – Part 4: Prefabricated ma-sonry compound units.

Wandelemente mittels Mobil- oder Baustellenkran abgela-den und versetzt werden. Das Abladen und Positionieren der Wandelemente erfolgt gemäß den Angaben im mitge-lieferten Montageplan. Dabei werden die Wandelemente vorsichtig in ein vollflächiges Mörtelbett (üblicherweise Normalmauermörtel der Mörtelgruppe IIa, wenn aus sta-tischen Gründen keine höhere Festigkeit gefordert wird) mit Ausgleichsplättchen gesetzt (Bild 32), um Maßtoleran-zen auszugleichen, die infolge von Unebenheiten der De-cke auftreten können. Jedes Wandelement wird anschlie-ßend mit mindestens zwei zuvor vorbereiteten Schrägstüt-zen lotrecht ausgerichtet und gesichert (Bild 33). Die Schrägstützen werden mit Sechskantschrauben an der Wand und mit Schlagdübeln in der Bodenplatte fixiert. Erst nachdem beide Stützen befestigt wurden, wird die Auf-hängevorrichtung gelöst und aus dem Element entfernt.

Die Verbindung der einzelnen Wandelemente erfolgt durch stumpfen Stoß. Die entstehenden Fugen zwischen den Elementen werden bauseits an der Innen- und Außen-seite mit PU-Schaum versiegelt. Gegebenenfalls überste-hende Reste des PU-Schaums werden nach der Aushär-tung abgeschnitten. Zusätzlich wird an der Innenseite der Wände ein 20 cm breites Gewebe über die vertikalen Mon-tagefugen aufgespachtelt.

4 Zusammenfassung

Mit den in diesem Beitrag beschriebenen Untersuchungen wurden die notwendigen Grundlagen für die Erlangung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung geschaffen. PU-verklebtes Mauerwerk ist nicht genormt und kann da-her gemäß deutschem Bauordnungsrecht nicht verwendet werden. Neben den Einflüssen des Klebers auf die mecha-nischen Eigenschaften war zusätzlich die Langzeitbestän-digkeit zu beurteilen. Insgesamt haben die Untersuchun-gen gezeigt, dass im Vergleich zum Dünnbettmörtel verän-derte Tragfähigkeiten anzusetzen sind; im vorliegenden Fall bei den Drucktragfähigkeiten geringere Werte, bei den Biegetragfähigkeiten sogar in Einzelfällen höhere Werte.

Die Produktion von Mauerwerkfertigteilen ist eine sehr interessante Variante der Herstellung von Wandbau-teilen, da neben der Witterungsunabhängigkeit bei der hier vorgestellten Bauweise infolge des ungewöhnlich hohen Mechanisierungsgrades auch die Toleranzen der Herstel-lung deutlich reduziert werden. Insgesamt wirkt der voll-ständige Herstellprozess sehr gut durchdacht und die Qua-litäten sind hochwertig. Die Produktionsgeschwindigkeit ist mit ca. 30 Minuten für eine 6 m lange und 3 m hohe Wand extrem hoch. Die hier vorgestellte Methode ist da-mit ein großer Fortschritt im Bereich der industriellen Fer-tigung von Fertigbauteilen.

Mit der Erteilung einer allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung (abZ) für das Redbloc-System ist Anfang des Jahres 2015 zu rechnen.

Authors − Autoren:Univ.-Prof. Dr.-Ing. Wolfgang BrameshuberDipl.-Ing. Markus GraubohmInstitute of Building Materials Research (ibac)RWTH Aachen UniversityChair of Building MaterialsSchinkelstraße 3, 52062 Aachen




DOI: 10.1002/dama.201500648Ulf SchmidtWolfram JägerWolfgang BrameshuberTammam Bakeer

The bending strength of masonryBiegezugfestigkeit von MauerwerkBending strength of masonry becomes an important design aspect especially when the walls subjected to lateral loads like, cellar walls which are subject to earth pressure, and façades/ infill walls which are exposed to the wind actions. Bending strength is required wherever the applied load is perpendicular to the wall. It is also required in non-load-bearing partition walls, where the load applied in both the normal and perpendicular directions. Besides, the tensile properties of the brick/block and lengthwise parameters related to geometry and materials technology also in-fluence the bending strength of masonry. These include the thick-ness of the wall, the extent of overlap, and both the shear and the tensile strength of the bond. Consideration must also be given to the possible presence of mortar in the head joints, which can sig-nificantly increase bending strength, especially where joints fail. In addition to these materials technology factors, it is very impor-tant to observe the realistic influence of the boundary conditions. The degree of fixity is among the factors to be considered in cal-culation models. In this contribution, two aspects are going to be observed and analysed, namely: the principles of bearing capacity under lateral loading alongside the models derived from these for cellar walls and areas of infill; and the influence of materials tech-nology/geometric parameters on the bending strength of masonry.

1 Basics of bearing capacity under lateral loading

Verification of structural elements subject to lateral load-ing is normally calculated either using simple models like (beam, arch or plate), or by analogue handling of the prob-lem like in the Yield line theory for reinforced concrete construction.

The arch model is normally used for cellar wall calcu-lations, see Section 4. This model assumes sufficient verti-cal loading, and that the horizontal thrust is accommo-dated.

In Germany, verification for masonry infills and non-load- bearing partition walls is currently supplied from ta-bles of permitted measurements. Plate models form the basis for this, although the derivation of the values in ta-bles is not documented. In the plate model, the load bear-ing depends on the support conditions (on three or four sides) and the geometry of the wall, as well as the stiffness ratios in both orthogonal directions. The key building ma-terial parameter to be measured is bending strength with a plane of failure perpendicular and parallel to the bed joints, see Section 3. Thus it is implicitly assumed that, for areas of infill and non-load-bearing partition walls, bend-

Die Biegezugfestigkeit von Mauerwerk wird benötigt bei erddruck-belasteten Kellerwänden, windbeanspruchten Verblendfassaden und Ausfachungen, immer dann, wenn die Beanspruchung senk-recht zur Wandebene erfolgt. Weiterhin ist sie bei nichttragenden Trennwänden notwendig, wobei hier die Beanspruchung sowohl senkrecht zur als auch in Wandebene erfolgen kann. Neben den Steinzugeigenschaften in Steinlängsrichtung gibt es material-technische und auch geometrische Einflussgrößen, von denen die Biegezugfestigkeit von Mauerwerk beeinflusst wird. Dies sind unter anderem die Wanddicke, das Überbindemaß, die Haftscher- und die Haftzugfestigkeit. Hinzu kommt noch eine mögliche Stoß-fugenvermörtelung, mit der die Biegezugfestigkeit insbesondere bei Fugenversagen deutlich gesteigert werden kann. Neben die-sen eher materialtechnisch basierten Einflussfaktoren kommt der realitätsnahen Betrachtung der Auflagerbedingung eine sehr große Bedeutung zu. Einspanngrade etc. sind in den jeweiligen Rechenmodellen zu berücksichtigen. Beide Aspekte, nämlich so-wohl die Grundlagen zur Biegetragfähigkeit und daraus abgelei-tete Modelle für Kellerwände und Ausfachungsflächen als auch die Einflüsse aus materialtechnologischen/geometrischen Para-metern auf die Biegezugfestigkeit von Mauerwerk sollen in die-sem Beitrag betrachtet und analysiert werden.

1 Grundlagen der Biegetragfähigkeit

Der rechnerische Nachweis von biegebeanspruchten Bau-teilen erfolgt i. Allg. entweder über ein Streifen-, Bogen- oder Plattenmodell bzw. über eine Analogie zur Fließlini-entheorie des Stahlbetonbaus.

Das Bogenmodell wird i. d. R. beim Nachweis von Kellerwänden angewendet, s. Abschnitt 4. Dieses setzt eine ausreichende Vertikallast und die Aufnahme des Bogen-schubs voraus.

Die Nachweise von Ausfachungsmauerwerk und nicht-tragenden Trennwänden wird in Deutschland bislang über tabellierte zulässige Abmessungen vorgenommen. Die Grundlage hierfür bildeten Plattenmodelle, wobei die Her-leitung der tabellierten Werte nicht dokumentiert ist. Beim Plattenmodell erfolgt der Lastabtrag in Abhängigkeit der Lagerungsbedingungen (drei- bzw. vierseitige Lagerung) und der Wandgeometrie sowie der Steifigkeitsverhältnisse in den beiden orthogonalen Richtungen. Maßgebende Baustoffkenngröße für die Bemessung ist die Biegezugfes-tigkeit mit einer Bruchebene rechtwinklig und parallel zu den Lagerfugen, s. Abschnitt 3. Für Ausfachungsflächen und nichttragende Trennwände wird somit implizit eine

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U. Schmidt/W. Jäger/W. Brameshuber/T. Bakeer · The bending strength of masonry


ing strength exists perpendicular to the bed joints, a strength which is deemed not to exist – with few excep-tions – for load-bearing masonry.

Various models are available with which to describe the plate load-bearing behaviour of masonry. Various re-search projects have demonstrated that the elastic plate theory does not produce relevant results for masonry, and that measurements which apply this theory do not produce viable cross-sections. Because masonry behaves in a much less ductile manner than reinforced concrete, great care must be taken when applying the Yield line theory, as this assumes that Yield lines will form. The measurement model established in Eurocode 6 is based on the ‘Yield line theory’. This entails gathering evidence while bearing in mind the orthotropic coefficients as a ratio of the bending strength of masonry in both orthogonal directions, and ap-plying the elastic modulus.

When comparing the various sources, the orientation should be noted, where it is different. These are shown in Figure 1.a) plane of failure parallel to bed joints according to Eu-

rocode 6-1-1 [1], fxk1; bending strength perpendicular to bed joints in accordance with DIN 1053-1

b) plane of failure perpendicular to bed joints, fxk2; bend-ing strength in accordance with DIN 1053-1

2 Design of laterally loaded infill walls

Infill walls subjected to lateral loading means non-load-bearing walls which bear loads perpendicular to the plane of the wall, and bear only their own weight, as a vertical load. The two-way bending of masonry walls is a very challenging, but not well understood aspect of re-search into masonry buildings. Several experimental studies on laterally loaded masonry walls have been re-ported in literature [2] to [10]). These studies showed that the development of a crack pattern upon failure is similar to the yield line pattern in reinforced concrete slabs. Sev-eral theoretical investigations were based on applying the ‘yield line method’ theory to masonry [11], [12], [13]. In some other studies, finite element models were used to determine the load-bearing capacity of masonry and to verify the existing methods [14], [15], [16]. Some empirical formulas are proposed to estimate pressure capacity, but there is no general and clear explanation for the obtained results.

The similarity between the failure patterns in masonry walls and in reinforced concrete slabs was the reason be-hind the application of Johansen’s yield line method to laterally loaded masonry walls. Haseltine [3] and Anderson [17] proposed the calculation of pressure-bearing capacity by the yield line method, in which the orthogonal ratio µ is taken as being equal to the flexural strength ratio of the masonry, provided that flexural strength values are taken from the wallette test as established by West et al. [6]. The yield line method was first introduced in the form of a ta-ble of moment coefficients for a more user-friendly design procedure in British standard BS 5628 [18], and later in Eurocode 6 [1].

The following formulas are given in Eurocode 6 to calculate the moment resistance for masonry walls sub-jected to uniform pressure:

Biegezugfestigkeit senkrecht zur Lagerfuge, die ansonsten für tragendes Mauerwerk mit wenigen Ausnahmen ausge-schlossen wird, angesetzt.

Zur Beschreibung des Plattentragverhaltens von Mau-erwerk liegen unterschiedliche Modellvorstellungen vor. Verschiedene Forschungsarbeiten haben gezeigt, dass die elastische Plattentheorie bei Mauerwerk zu keinen zutreffen-den Ergebnissen und die Bemessung nach dieser Theorie zu unwirtschaftlichen Querschnitten führen. Die Anwendung der Bruchlinientheorie aus dem Stahlbetonbau, die von der Ausbildung von Fließlinien ausgeht, ist aufgrund des deut-lich weniger duktilen Verhaltens von Mauerwerk als kritisch anzusehen. Das im Eurocode 6 verankerte Bemessungsmo-dell basiert auf der sogenannten Bruchlinienanalogie. Hier-bei erfolgt die Nachweisführung unter Berücksichtigung des Orthotropiekoeffizienten als Verhältnis der Mauerwerk-Bie-gezugfestigkeiten in den beiden orthogonalen Richtungen und unter Ansatz des elastischen Widerstandsmomentes.

Beim Vergleich der unterschiedlichen Quellen ist die z. T. anderslautende Richtungsdefinition zu beachten, die in Bild 1 dargestellt ist:a) parallel zu den Lagerfugen verlaufende Versagensebene

nach EC 6-1-1 [1], fxk1; Biegefestigkeit senkrecht zur La-gerfuge nach DIN 1053-1

b) senkrecht zu den Lagerfugen verlaufende Versagens-ebene, fxk2; Biegefestigkeit parallel zur Lagerfuge nach DIN 1053-1

2 Nachweis von Ausfachungswänden

Unter Ausfachungswänden versteht man nichttragende Wände, die senkrecht zu ihrer Ebene auf Biegung und ver-tikal nur durch ihr Eigengewicht beansprucht werden. Die Beschreibung des Tragverhaltens von zweiachsig auf Bie-gung beanspruchtem Mauerwerk stellt eine der großen Herausforderungen dar, wobei in der Forschung zum Mau-erwerksbau noch kein ausreichendes Verständnis zum Tragverhalten besteht. In der Literatur wurde über ver-schiedene experimentelle Studien zu Ausfachungswänden aus Mauerwerk berichtet [2] bis [10]. Die Studien zeigten, dass die Entwicklung der Rissbilder beim Versagen den Bruchlinien in Stahlbetonplatten entspricht. Verschiedene theoretische Untersuchungen basierten auf der Anwen-dung der Theorie des Bruchlinienverfahrens auf Mauer-werk [11], [12], [13]. In einigen anderen Studien wurde mit

Fig. 1. Definition of planes of failure and bending strength of masonryBild 1. Definition der Versagensebenen und Biegezugfestig-keit von Mauerwerk

b)a)

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U. Schmidt/W. Jäger/W. Brameshuber/T. Bakeer · Biegezugfestigkeit von Mauerwerk


Finite-Element-Modellen gearbeitet, um die Tragfähigkeit von Mauerwerk zu bestimmen und die bestehenden Ver-fahren zu verifizieren [14], [15], [16]. Es werden einige em-pirische Formeln zur Bestimmung horizontaler Flächenlas-ten vorgeschlagen, doch es gibt keine allgemeine und ein-deutige Erklärung für die ermittelten Ergebnisse.

Die ähnliche Erscheinung der Versagensbilder in Mauerwerkswänden und Stahlbetonplatten hat zur An-wendung der Bruchlinientheorie nach Johansen auf Ausfa-chungswände aus Mauerwerk geführt. Haseltine [3] und Anderson [17] schlugen vor, die Tragfähigkeit unter An-wendung der Bruchlinientheorie zu berechnen, wobei das orthogonale Verhältnis µ mit dem Biegefestigkeitsverhält-nis von Mauerwerk gleichgesetzt ist, vorausgesetzt, dass die Werte für die Biegefestigkeit durch einen Kleinprüfkör-perversuch nach West et al. gewonnen werden [6]. Die Bruchlinientheorie wurde erstmals in Form tabellarisierter Momentkoeffizienten als anwenderfreundliches Bemes-sungsverfahren in der britischen Norm BS 5628 [18] und später im Eurocode 6 [1] eingeführt.

Die folgenden Formeln werden im Eurocode 6 für die Berechnung des Momentwiderstandes von Mauerwerks-wänden, die einem einheitlichen Druck q ausgesetzt sind, angeführt:

= αM q l1 12 und = αM q l2 2

2 mit 1 2α = µ ⋅ α (1)

mit M1, M2 als Momentwiderständen in der senkrecht zu den Lagerfugen verlaufenden Richtung bzw. der parallel zu den Lagerfugen verlaufenden Richtung. Der Biegekoeffizi-ent α2 ist eine Funktion aus dem orthogonalen Biegever-hältnis µ und dem Seitenverhältnis λ = h/l und wird in tabellarisierter Form für jede Auflagerbedingung angege-ben. Das orthogonale Biegeverhältnis wird angegeben als

µ = fxk1/fxk2 (2)

mit fxk1 als charakteristischer Biegefestigkeit von Mauer-werk bei einer parallel zu den Lagerfugen verlaufenden Versagensebene und fxk2 als charakeristischer Biegefestig-keit von Mauerwerk mit senkrecht zu den Lagerfugen ver-laufender Versagensebene (Bild 1).

Später wurde durch zahlreiche Untersuchungen be-stätigt, dass die Bruchlinientheorie in einigen Fällen keine ausreichende Sicherheit liefert und die Biegetragfähigkeit überschätzt wird. Bislang gibt es keine theoretische Recht-fertigung für die Anwendung dieser Theorie auf quasi-spröde Werkstoffe wie Mauerwerk. Von Sinha [19] wurde eine Änderung eingeführt, die die orthotrope Steifigkeit berücksichtigt und durch die die Korrelation mit experi-mentellen Ergebnissen verbessert wurde.

Die bei Laborversuchen gewonnenen Erkenntnisse, dass keine Momentenübertragung nach Auftreten des ers-ten Risses möglich ist, haben zu Änderungen der Bruchli-nientheorie geführt, die in die kanadische Norm CAN-CSA S304.1-04 aufgenommen wurden [20], [21], [22].

Die von Lawrence und Marshall [23], [24] entwickelte Arbeitsmethode findet in der australischen Norm AS 3700 Anwendung [25]. Voraussetzung für diese Methode ist, dass die externe Arbeit an der Wand durch interne Energie, die sich an den vertikalen und diagonalen Risslinien entwi-ckelt, ausgeglichen wird. Die australische Norm berück-

= αM q l1 12 and = αM q l2 2

2 where 1 2α = µ ⋅ α (1)

and where M1 and M2 are the moment resistances for di-rections perpendicular and parallel to the bed joints re-spectively. The bending coefficient α2 is a function of the flexural orthogonal ratio µ and the aspect ratio λ = h/l and given as a table for each support condition. The flexural orthogonal ratio is given by:

µ = fxk1/fxk2 (2)

where fxk1 is the characteristic flexural strength of masonry when the plane of failure runs parallel to the bed joints, and fxk2 is the characteristic flexural strength of masonry when the plane of failure runs perpendicular to the bed joints (Figure 1).

Many later investigations have confirmed that the yield line method is unreliable in some cases and overesti-mates the pressure-bearing capacity. There is no theoreti-cal justification to date for applying this method to a qua-si-brittle material like masonry. One modification was in-troduced by Sinha [19] to account for orthotropic stiffness and to enhance the correlation with the experimental re-sults.

The observations reported by many studies regarding the moment elimination at the first crack during laboratory tests, has led to some modifications of the yield line method, which were introduced in Canadian Code CAN-CSA S304.1-04 [20], [21], [22].

The virtual working method developed by Lawrence and Marshall [23], [24] is used in Australian standard AS 3700 [25]. The premise for this method is that external work done on the wall is balanced out by internal energy which develops along the vertical and diagonal crack lines. The Australian standard considers the design approach, which varies according to the type of unit. Willis [9] devel-oped Lawrence & Marshall’s method in his experimental study, which showed a further increase in load after the cracking moment had been exceeded at the joints. Bakeer [26] checked the existing design methods using the upper bounds of α2 values by assuming that load-bearing capacity during bidirectional bending is always greater than the load bearing capacity of unidirectional bending (Table 1).

The yield line method as first proposed by Johansen [2] supposes that the moment resistance along yield lines is uniform prior to collapse, but for brittle or quasi-brittle materials all possible lines of failure experience some dam-age prior to collapse. The moment resistance along yield lines is not uniform, and they change as cracks propagate. The yield line method also assumes that the cross section can yield and rotate prior to collapse. In order to calculate the failure load, the other assumption made is that the up-per bound and the lower bound of the ultimate load con-verge (see [27]). If the yield line method is used for ma-sonry, the other material behaviour of reinforced concrete must be considered. The method may be applied provided that the various phases of crack propagation are taken into consideration. For each phase, a calculation must be made of the energy dissipated and the work applied by external pressure. Yet in order to simplify the calculation scheme only two phases are considered. Bakeer/Jäger ([26] and [28]) further modified the yield line method by introducing

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the factor κ which describes the length of the first crack. For a 4-sided masonry panel with simple support, using the modified yield line method the moment coefficient α2 is given below (Figure 2):

for an aspect ratio less than the critical aspect ratio λcr:

(3)12

3 24(1 ) 2 82

2 2

2 2

2α = λ ⋅ β − ⋅β

− κ ⋅ µ ⋅β + ⋅ κ ⋅ µ ⋅β + λ≤ λ

µ

(4)2 (3 2 )

1 13

(3 2 ) 12

2

2β = λ

µ − κ− + + µ

λ⋅ − κ

≤

for aspect ratios higher than the critical aspect ratio λcr:

(5)12

3 24(1 ) 2

182

2 2

2 2 2α = λ ⋅ β − ⋅β

− κ ⋅β ⋅ λ + ⋅ κ ⋅β ⋅ λ + µ≤

sichtigt je nach Art des Elements unterschiedliche Bemes-sungsansätze. Willis [9] hat die Methode von Lawrence/Marshall auf Grundlage seiner experimentellen Untersu-chungen, die eine weitere Zunahme der Belastung nach Überschreiten des Rissmomentes an den Fugen zeigten, weiterentwickelt. Bakeer [26] hat die bestehenden Bemes-sungsverfahren unter Verwendung der Obergrenze für die α2-Werte mit der Annahme überprüft, dass die Belastbar-keit bei Biegung in zwei Richtungen immer größer ist als die Belastbarkeit bei Biegung in eine Richtung (Tabelle 1).

Die Bruchlinientheorie, wie zuerst von Johansen [2] vorgeschlagen, geht davon aus, dass die Momentenwider-stände an den Bruchlinien vor dem Versagen gleich groß sind, jedoch bei spröden oder quasi-spröden Werkstoffen vor dem Versagen an allen möglichen Bruchlinien Schä-den auftreten. Die Momentwiderstände entlang der Bruch-linien sind nicht gleich groß und können bei ihrer Ausbrei-tung Risse verursachen. Die Bruchlinientheorie geht zu-dem davon aus, dass der Querschnitt nachgeben und bis

Table 1. Upper bound of α2 for various simple support conditionsTabelle 1. Obergrenze für α2 bei verschiedenen einfachen Auflagerbedingungen

Support condition / Auflager bedingung

Upper bound of α2 values / Majorante für α2-Werte

A 182α ≤ for long walls /

182α ≤ für lange Wände

J82

2α ≤ λ

µ for short walls / 82

2α ≤ λ

µ für kurze Wände

E82

2α ≤ λ

µ for short walls and 182α ≤ for long walls / 82

2α ≤ λ

µ für kurze Wände und 182α ≤ für lange Wände

Fig. 2. The calculation scheme for laterally loaded masonry walls based on the modified yield line methodBild 2. Berechnungsmodell für querbelastete Mauerwerkswände auf der Grundlage der modifizierten Bruchlinientheorie

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zum Versagen rotieren kann. Eine weitere Annahme zur Berechnung der Versagenslast ist, dass die Obergrenze und die Untergrenze der Maximallast zusammenfallen (s. [27]). Wenn die Bruchlinientheorie auf Mauerwerk angewendet wird, ist auch das von Stahlbeton abweichende Werkstoff-verhalten zu berücksichtigen. Die Theorie kann angewen-det werden, wenn die verschiedenen Zustände der Rissaus-dehnung berücksichtigt werden können. Für jeden Risszu-stand müssen die dissipierte Energie und die durch externe Belastung aufgebrachte Arbeit berücksichtigt werden. Zur Vereinfachung des Berechnungsschemas werden allerdings nur zwei Risszustände berücksichtigt. Bakeer/Jäger ([26] und [28]) haben die Bruchlinientheorie durch die Einfüh-rung eines Faktors κ, der die Länge des ersten Risses be-schreibt, abgewandelt. Für eine 4-seitige einfach aufgela-gerte Mauerwerkstafel wird der Momentkoeffizient α2 bei Anwendung der modifizierten Bruchlinientheorie (Bild 2) wie folgt angegeben:für Seitenverhältnisse, die unter dem kritischen Seitenver-hältnis λcr liegen:

(3)12

3 24(1 ) 2 82

2 2

2 2

2α = λ ⋅ β − ⋅β

− κ ⋅ µ ⋅β + ⋅ κ ⋅ µ ⋅β + λ≤ λ

µ

(4)2 (3 2 )

1 13

(3 2 ) 12

2

2β = λ

µ − κ− + + µ

λ⋅ − κ

≤

für Seitenverhältnisse, die über dem kritischen Seitenver-hältnis λcr liegen:

(5)12

3 24(1 ) 2

182

2 2

2 2 2α = λ ⋅ β − ⋅β

− κ ⋅β ⋅ λ + ⋅ κ ⋅β ⋅ λ + µ≤

(6)2 (3 2 )

1 1 3 (3 2 ) 122

2β = µ

λ − κ− + + λ

µ− κ

≤

wobei λcr sich auf das Seitenverhältnis bezieht, bei dem diagonale Rissbilder auftreten– wenn κ = 1 ⇒ α2 ist identisch mit den Werten aus dem

EC 6 und BS 5628, die auf der herkömmlichen Bruch-linientheorie basieren.

– wenn κ = 0 ⇒ α2 ist identisch mit den Werten aus der kanadischen Norm CAN-CSA S304.1-04 [20], die bei Rissbildung von einer Reduzierung des übertragbaren Momentes auf 0 ausgeht.

Die oben beschriebene Theorie kann geeignet sein, wenn die Unsicherheit beim gängigen Algorithmus nach dem EC 6 vermieden werden soll. Bevor diese Bemes-sungstheorie in der Praxis angewendet werden kann, muss jedoch eine Bestätigung durch speziell ausgewählte Expe-rimente erfolgen.

Auf der Grundlage experimentell abgesicherter Ergeb-nisse wäre dann auch eine fundierte Bestätigung oder An-passung der bekannten und in Deutschland häufig ange-wendeten Ausfachungstabellen möglich.

(6)2 (3 2 )

1 1 3 (3 2 ) 122

2β = µ

λ − κ− + + λ

µ− κ

≤

where λcr refers to the aspect ratio at which diagonal crack patterns occurs.– when κ = 1 ⇒ a2 is identical with EC 6 and BS 5628,

which are based on the conventional yield line method.

– where κ = 0 ⇒ a2 is identical with Canadian Code CAN-CSA S304.1-04 [20], which is based on an assumption of zero moment at the first crack.

The method described above might be sufficient to remove the uncertainty caused by using the common algorithm in accordance with EC 6. Specific, selected experiments will be required before this design method can be implemented in practice.

It will then be possible to update and complete the tables which are so well known and popular in Germany on the basis of sound experimental results.

3 The bending strength of masonry

The bending strength of masonry is defined as uniaxial strength with a plane of failure parallel or perpendicular to the bed joints (s. Figure 1). For the purposes of measure-ments according to Eurocode 6, the characteristic bending strength values must be determined on the basis of experi-mental data. The characteristic bending strengths given in the National Annex to Eurocode 6 are based on an analy-sis of tests results according to EN 1052-2 and their use in practical applications is bending. The German National Annex to Eurocode 6 adopted the current rules for inves-tigating characteristic bending strength from DIN 1053-1 and DIN 1053-100:

The bending strength fx1 with a plane of failure paral-lel to the bed joints (bending strength perpendicular to the bed joints) may only be applied for load-bearing wall plan elements where loads are intermittent, below a maximum characteristic strength of 0.2 N/mm2, and only where fail-ure of the wall does not lead to any wider collapse or loss of stability.

In order to investigate the bending strength fx2 with a plane of failure perpendicular to the bed joints (bend-ing strength parallel to the bed joints), the stated calcu-lation approaches are based on an analytical model from [29]. Distinctions are made between failure in brick/block and joint, and between masonry with or without mortar in the head joints. When deriving the approaches for calculation and measurement, heavily simplified as-sumptions were made due to a lack of experimental find-ings. These assumptions may explain why the bearing capacity of masonry under lateral loading cannot be de-termined satisfactorily at present using the current Ger-man rules on measurement and/or the underlying calcu-lation approaches. That is why the Institute of Building Materials Research (Institut für Bauforschung) at the RWTH Aachen University has conducted wide-ranging investigations into describing the bending strength of masonry, see [30], the results of which are reported be-low.

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3 Biegezugfestigkeit von Mauerwerk

Die Biegezugfestigkeit von Mauerwerk ist definiert als die einachsige Festigkeit mit einer Bruchebene parallel oder rechtwinklig zu den Lagerfugen (s. Bild 1). Für die Bemes-sung nach Eurocode 6 sind die charakteristischen Biege-zugfestigkeitswerte auf der Grundlage von Versuchswerten zu bestimmen. Die im Nationalen Anhang zu EC 6 ange-gebenen charakteristischen Biegezugfestigkeiten beruhen auf der Auswertung von Versuchsergebnissen auf der Basis von EN 1052-2 und sind für die praktische Anwendung bindend. Im deutschen Nationalen Anhang zum Euro-code 6 wurden zur Ermittlung der charakteristischen Bie-gezugfestigkeit die bisherigen Regelungen aus der DIN 1053-1 bzw. DIN 1053-100 übernommen:

Die Biegezugfestigkeit fx1 mit einer Bruchebene paral-lel zu den Lagerfugen (Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen) darf bei tragendem Mauerwerk nur für Plan-element-Mauerwerk bei zeitweise einwirkenden Lasten bis zu einer charakteristischen Festigkeit von 0,2 N/mm2 in Rechnung gestellt werden und nur dann, wenn das Wand-versagen nicht zu einem größeren Einsturz oder Stabili-tätsverlust führt.

Für die Ermittlung der Biegezugfestigkeit fx2 mit einer Bruchebene senkrecht zur den Lagerfugen (Biegezugfes-tigkeit parallel zu den Lagerfugen) werden Berechnungs-ansätze angegeben, die auf einem analytischen Modell aus [29] basieren. Hierbei wird unterschieden zwischen den Versagensfällen Stein und Fuge sowie Mauerwerk mit ver-mörtelten und unvermörtelten Stoßfugen. Bei der Herlei-tung der Berechnungs- bzw. Bemessungsansätze wurden aufgrund fehlender Erkenntnisse stark vereinfachende Annahmen getroffen, die auch als Ursachen dafür zu se-hen sind, dass mit den derzeit in Deutschland gültigen Bemessungsregeln bzw. diesen zugrunde liegenden Be-rechnungsansätzen die Biegetragfähigkeit von Mauer-werk nicht ausreichend genau zu bestimmen ist. Aus die-sem Anlass wurden am Institut für Bauforschung der RWTH Aachen umfangreiche Untersuchungen zur Be-schreibung des Biegetragverhaltens von Mauerwerk durchgeführt, s. [30], über deren Ergebnisse im Folgenden berichtet wird.

3.1 Biegezugfestigkeit von Mauerwerk mit einer Bruchebene rechtwinklig zu den Lagerfugen (Biegezugfestigkeit parallel zu den Lagerfugen)

Die für die Beschreibung des Biegetragverhaltens erforder-lichen vollständigen Stoffgesetze der Mauersteine und der Verbundfugen wurden unter Verwendung neu entwickelter Prüfverfahren und -methoden ermittelt. Aufbauend hierauf wurden bruchmechanische Untersuchungen zum Größen-effekt, insbesondere zum Einfluss der Steinbreite auf die Mauerstein-Biegezugfestigkeit und die Größe der Verbund-fläche auf die Torsionsscherfestigkeit, durchgeführt. Die Untersuchungsergebnisse zu den Stein-und Mörteleigen-schaften sind u. a. in [31] und [32] veröffentlicht. Zur Ana-lyse des Mauerwerktragverhaltens wurde ein numerisches Modell entwickelt, das Modell an zahlreichen experimen-tellen Untersuchungen an Wandprüfkörpern mit unter-schiedlichen Stein-Mörtelkombinationen validiert und in numerischen Parameterstudien die unterschiedlichen Ein-

3.1 Bending strength of masonry with a plane of failure perpendicular to the bed joints (bending strength parallel to the bed joints)

The comprehensive material laws for bricks/blocks and joints required to describe bending behaviour were estab-lished using newly-developed experimental methods and procedures. Building on this, fracture mechanics investiga-tions were conducted into the effect of size, especially the influence of the width of bricks/blocks on their bending strength, and the influence of bonded area size on torsional shear resistance. The investigation results relating to brick/block and mortar properties have been published in [31] and [32] (and elsewhere). A numerical model was devel-oped to analyse the load-bearing behaviour of masonry. The model has been validated through many experiments on test walls with a variety of brick/block and mortar combi-nations, and the influence of the various parameters on bending strength has been quantified in numerical parame-ter studies. The calculation model and initial results have been published in [33] and [34] (and elsewhere).

The major criteria for brick/block failure were identi-fied as:– the fact that the distribution of non-linear tensile stress

depends on the brick/block height of the overlap area,– the non-linear material properties and loss of cohesion

in the bricks/blocks,– the thickness of the wall,– the brick/block (bending) strength at the relevant point

of failure,– the bonding behaviour in the head joint.

For example, Figure 3 shows the distribution of tensile stress across a section perpendicular to the direction of loading in a head joint layer (head joints without mortar) at maximum loading. The non-linear distribution of stress and the reduction in stress in the area around the crack formation near the edge of the brick/block can be clearly

Fig. 3. The distribution of tensile stress in masonry in a head joint layer at maximum loadingBild 3. Zugspannungsverteilung im Mauerwerk in einer Stoßfugenebene bei Maximallast

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flussgrößen auf das Biegetragverhalten quantifiziert. Das Berechnungsmodell sowie erste Ergebnisse wurden u. a. in [33] und [34] dargestellt.

Für Steinversagen wurden als maßgebende Einfluss-größen– die Abhängigkeit der nicht-linearen Zugspannungsver-

teilung über die Steinhöhe vom Überbindemaß,– die nicht-linearen Materialeigenschaften und das Entfes-

tigungsverhalten der Mauersteine,– die Wanddicke,– die Mauerstein-(Biege-)Zugfestigkeit an der maßgeben-

den Versagensstelle,– das Verbundverhalten in der Stoßfuge

identifiziert. In Bild 3 ist beispielhaft die Zugspannungs-verteilung in einem Schnitt senkrecht zur Beanspruchungs-richtung in einer Stoßfugenebene (unvermörtelte Stoßfu-gen) bei Maximallast dargestellt. Die nicht-lineare Span-nungsverteilung sowie der Spannungsabbau im Bereich der Rissbildung im Steinrandbereich sind deutlich erkenn-bar. Der hieraus resultierende Einfluss des Überbindema-ßes auf die Mauerwerk-Biegezugfestigkeit ebenso wie der Einfluss der Mauersteinbreite (Wanddicke) ist beispielhaft für das untersuchte Kalksandstein-Mauerwerk in Bild 4 dargestellt.

Für Fugenversagen wurden als maßgebende Einfluss-größen– das nicht-lineare Materialverhalten in der Verbundfuge,– die Scherspannungsverteilung in der Lagerfuge infolge

der Torsionsbeanspruchung in Abhängigkeit der Abmes-sungen der Überbindefläche,

– das Verbundverhalten in der Stoßfuge sowie die Ver-schiebung des Rotationspunktes bei vermörtelten Stoß-fugen

identifiziert. Bild 5 zeigt beispielhaft die Scherspan-nungsverteilung in einer Dünnbettmörtel-Lagerfuge bei Maximallast bei unvermörtelten Stoßfugen. Es ist er-kennbar, dass der Querschnitt in großen Teilbereichen auf dem Spannungsniveau der Scherfestigkeit „plastifi-ziert“ ist. Hierdurch war es möglich, das Torsionsmo-ment unter Berücksichtigung der Abmessungen der Überbindefläche sowie der Lage des Rotationspunktes in Abhängigkeit der Stoßfugenvermörtelung rechnerisch zu beschreiben.

Auf der Grundlage der Analyse der Spannungsvertei-lungen im Mauerwerk sowie über theoretische Überlegun-gen zum Kräftegleichgewicht am Einzelstein und den in den experimentellen Untersuchungen gewonnenen Er-kenntnissen konnten die folgenden geschlossene Lösun-gen zur rechnerischen Bestimmung der Biegezugfestigkeit in Abhängigkeit der maßgebenden Baustoffkenngrößen hergeleitet werden:

SteinversagenMauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen

fü h

d3500 4,5 d

ü h

0,31 1 2

fx2,uv

2,45

1,17

1,17

2,45

0,011 d

t,u

( )

( )( )

=

+ ⋅+

⋅ +

⋅ ⋅ζ

− ⋅

identified. As an illustration, the resulting influence of the overlap area on the masonry bending strength and the in-fluence of brick/block width (wall thickness) are shown here for the sand-lime masonry in question: Figure 4.

The major criteria for joint failure were identified as:– non-linear material behaviour in the composite joint,– the distribution of shear strain in the bed joint as a result

of torsional load depending on the dimensions of the overlapping surface,

– the bonding behaviour in the head joint and the displace-ment of the rotation point for head joints with mortar.

For example, Figure 5 shows the distribution of shear strain in a thin bed mortar joint at maximum loading where the head joint has no mortar. The cross section can be seen to become ‘plastified’ in large areas at a level of tension corresponding to shear strength. This made it pos-sible to describe in terms of calculations the torsional mo-ment depending on the presence of mortar in the head joints, considering the dimensions of the overlapping area and the position of the rotation point.

The following firm solutions to calculate bending strength depending on the key materials parameters have been derived on the basis of stress distribution analysis in masonry and using theoretical considerations about the equilibrium of forces in the individual brick/block and the experimental findings:

Brick failureMasonry without mortar at the head joints

fü h

d3500 4,5 d

ü h

0,31 1 2

fx2,uv

2,45

1,17

1,17

2,45

0,011 d

t,u

( )

( )( )

=

+ ⋅+

⋅ +

⋅ ⋅ζ

− ⋅

Fig. 4. Ratio of masonry bending strength or brick/block strength depending on the overlap area, related in turn to brick/block height ü/h, to masonry thickness for the sand-lime masonry investigated here, brick/block height h = 250 mm.Bild 4. Verhältniswert Mauerwerkbiegezugfestigkeit/Mauer-steinzugfestigkeit in Abhängigkeit vom auf die Mauerstein-höhe bezogenen Überbindemaß ü/h und der Mauerwerkdi-cke d für das untersuchte Kalksandstein-Mauerwerk, Stein-höhe h = 250 mm

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where fx2,uv is the bending strength with a plane of failure perpen-

dicular to the bed joint of masonry without mortar in the head joints

ft,u is the tensile strength of the brick/blockü is the overlap between bricks/blocksh is the height of the brick/blockd is the thickness of the wallζ is the material factor

The following material factors emerged for the brick/block materials investigated:Sand-lime brick: ζ = 1Autoclaved Aerated Concrete: ζ = 0.97Lightwight Concrete: ζ = 2.35Clay bricks: ζ = 0.72

Masonry with mortar at the head jointsFor ffl,m > ffl,u,min

f fx2,vm fl,u,min=

where fx2,vm is the bending strength with a plane of failure per-

pendicular to the bed joint of masonry with mortar in the head joints

ffl,m is the bending tensile strength of the bondffl,u,min is the bending strength of the brick/block at its

weakest cross-section.

For ffl,m < ffl,u,min

f 1,15 0,825f

ff

f

fx2,vmfl,m

fl,ux2,uv

fl,u,min

fl,m

= + ⋅

⋅

≤≥

mit fx2,uv Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene rechtwink-

lig zur Lagerfuge von Mauerwerk mit unvermörtel-ten Stoßfugen

ft,u Mauerstein-Zugfestigkeitü Überbindemaßh Steinhöhed Wanddickeζ Materialfaktor

Für die untersuchten Mauersteinmaterialien ergaben sich die folgenden Materialfaktoren:Kalksandstein: ζ = 1Porenbeton: ζ = 0,97Leichtbeton: ζ = 2,35Ziegel: ζ = 0,72

Mauerwerk mit vermörtelten StoßfugenFür ffl,m > ffl,u,min gilt

f fx2,vm fl,u,min=

mit fx2,vm Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene recht-

winklig zur Lagerfuge von Mauerwerk mit vermör-telten Stoßfugen

ffl,m Biegehaftzugfestigkeitffl,u,min Mauerstein-Biegezugfestigkeit im schwächsten

Querschnitt

Für ffl,m < ffl,u,min gilt

f 1,15 0,825f

ff

f

fx2,vmfl,m

fl,ux2,uv

fl,u,min

fl,m

= + ⋅

⋅

≤≥

mit fx2,vm Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene recht-

winklig zur Lagerfuge von Mauerwerk mit vermör-telten Stoßfugen

ffl,m Biegehaftzugfestigkeitffl,u,min Mauerstein-Biegezugfestigkeit im schwächsten

Querschnittffl,u (tatsächliche) Mauerstein-Biegezugfestigkeit

FugenversagenMauerwerk mit unvermörtelten Stoßfugen

( )( )= ⋅ ⋅ +

⋅ ⋅ ϕ − σ ⋅ Φf 65

üh

1 üd

c ü,ü / dx2,uv 0 N 0

mit fx2,uv Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene rechtwink-

lig zur Lagerfuge von Mauerwerk mit unvermörtel-ten Stoßfugen

c0 Anfangsscherfestigkeit (ohne Auflast)σN Normalspannung rechtwinklig zur LagerfugeΦ0 Haft- bzw. Anfangsreibungskoeffizientü Überbindemaßh Mauersteinhöhed Wanddicke

Fig. 5. An example showing the distribution of shearing strain in a bed joint at maximum loading where the head joint has no mortar, masonry with thin bed mortarBild 5. Beispielhafte Darstellung einer Scherspannungsver-teilung in der Lagerfuge bei Maximallast bei unvermörtelten Stoßfugen, Mauerwerk mit Dünnbettmörtel

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Der Faktor ϕ(ü, ü/d) wurde auf Grundlage numerischer Berechnungsergebnisse zu

ü,ü / d 1 13

ü500

0,9 0,2 min üd

; dü

;0,5( )ϕ = − ⋅

⋅ + ⋅

ermittelt.

Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen

f f max 2,1 0,7 üd

; 1 1 13

d500

f

fx2,vm x2,uvx2,uv

fl,m

= ⋅ −

⋅ − ⋅

≥≥

mit fx2,vm Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene rechtwink-

lig zur Lagerfuge von Mauerwerk mit vermörtelten Stoßfugen

fx2,uv Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene rechtwink-lig zur Lagerfuge von Mauerwerk mit unvermörtel-ten Stoßfugen

ffl,m Biegehaftzugfestigkeitü Überbindemaßd Wanddicke

Der Vergleich der Berechnungsansätze mit den eigenen Versuchsergebnissen – bei denen sämtliche wesentlichen Einflussgrößen und Stoffgesetze bekannt waren – lieferte eine sehr gute Übereinstimmung, s. Bild 6.

Auch die Nachrechnung früherer Untersuchungser-gebnisse lieferte unter Berücksichtigung der getroffenen Annahmen für die fehlenden Baustoffkenngrößen ein zu-friedenstellendes Ergebnis und fast ausnahmslos und teil-



ffl,m is the bending tensile strength of the bondffl,u,min is the bending strength of the brick/block at its

weakest cross-sectionffl,u is the (actual) bending strength of the brick/block

Joint failureMasonry without mortar at the head joints

( )( )= ⋅ ⋅ +

⋅ ⋅ ϕ − σ ⋅ Φf 65

üh

1 üd

c ü,ü / dx2,uv 0 N 0

where fx2,uv is the bending strength with a plane of failure per-pendicular to the bed joint of masonry without mortar in the head jointsc0 is the initial shear strength (without a load)σN is the direct stress perpendicular to the bed jointΦ0 is the adhesion coefficient or initial coefficient of

frictionü is the overlap between bricks/blocksh is the height of the brickd is the thickness of the wall

The factor ϕ(ü, ü/d) was established as following:

ü,ü / d 1 13

ü500

0,9 0,2 min üd

; dü

;0,5( )ϕ = − ⋅

⋅ + ⋅

on the basis of numerical calculation results.

Masonry with mortar at the head joints

f f max 2,1 0,7 üd

; 1 1 13

d500

f

fx2,vm x2,uvx2,uv

fl,m

= ⋅ −

⋅ − ⋅

≥≥



fx2,uv is the bending strength with a plane of failure per-pendicular to the bed joint of masonry without mor-tar in the head joints

ffl,m is the bending tensile strength of the bondü is the overlap between bricks/blocksd is the thickness of the wall.

A comparison of the calculation approaches with our own experimental findings – in which all major parameters and material laws were admitted – produced a high degree of correlation, see Figure 6.

Reviewing the results of earlier investigations, consid-ering the assumptions made to compensate for the lack of parameters for materials, also produced satisfactory re-sults. This has been found almost without exception higher – sometimes significantly – values for bearing ca-pacity than the verification equations in accordance with

Fig. 6. Comparison of bending strength established through calculation and experimental findings, with a plane of fai-lure perpendicular to the bed joints, experiments from [30]Bild 6. Vergleich der rechnerisch und experimentell ermittel-ten Biegezugfestigkeit mit einer Bruchebene senkrecht zu den Lagerfugen, Versuche aus [30]

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the National Annex to Eurocode 6, given the relevant safety margin.

3.2 Bending strength of masonry with a plane of failure parallel to the bed joints (bending strength perpendicular to the bed joints)

First of all, the comprehensive mass laws describing the bonding behaviour in the bed joint under (bending) tensile stress were established, both for standard and for thin bed mortar. The investigations into the bending strength of ma-sonry show clearly that scatter of material properties and quality of workmanship exercise a major influence over the bending strength of masonry. In order to quantify this influence, further experiments are required, with much higher numbers of test subjects which will allow statistical observations to be made. Nevertheless, the tests conducted do show that even under unfavourable production condi-tions bending strength can be seen in standard mortar per-pendicular to the bed joint. It therefore appears reasona-ble, as published in [35], that an estimate of bending strength perpendicular to the bed joint can be introduced into the calculation for all brick/block and mortar combi-nations.

4 Design of basement walls

Basement walls are not only subjected to the normal verti-cal loads, but also have to contend with the horizontal earth pressure of soil backfill. This earth pressure dominates the structural behaviour of basement walls with low imposed compressive load at the top end of the wall. The total value of the lateral load increases with the depth of the retained soil, and causes a bending action counteracted by the verti-cal compression. The design regulations in the German and European codes for Masonry (DIN 1053-1, DIN 1053-100, and EN 1996-3) can be traced back to the analytical method of Mann/Bernhardt [36]. This analytical model assumes that a basement wall has sufficient flexibility to be under active pressure. The friction between the backfill and the wall is neglected due to insulation or waterproofing layers, and the earth pressure coefficient Ka = 1/3 is therefore considered to be a reasonable value for any type of soil. The distribution of the earth pressure assumed to increase in a linear way with depth, to a maximum value of Ka · ge · he depending on the density and the height of the backfill (Figure 7).

If service load q exists on the ground surface, this can be taken into account by using an equivalent depth of re-tained soil equal to:

h hq

ei ee

= +γ

Assuming an arch-like load transfer mechanism in the ver-tical direction, the compressive load at equilibrium can be determined as following:

NM

2e1e1

lim

≥

where elim is the maximum permitted eccentricity of the normal force. The above equation holds for the location

weise deutlich höhere rechnerische Tragfähigkeiten als die Bemessungsgleichungen nach dem nationalen Anhang des Eurocode 6 unter Berücksichtigung des entsprechenden Sicherheitsabstandes.

3.2 Biegezugfestigkeit von Mauerwerk mit einer Bruchebene parallel zu den Lagerfugen (Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen)

Es wurden zunächst sowohl für Normal- als auch Dünn-bettmörtel die vollständigen Stoffgesetze zur Beschrei-bung des Verbundverhaltens in der Lagerfuge unter (Biege-)Zugbeanspruchung ermittelt. Die Untersuchun-gen zur Mauerwerk-Biegezugfestigkeit zeigen deutlich den maßgebenden Einfluss der Streuung der Materialei-genschaften und der Ausführungsqualität auf die Mauer-werk-Biegezugfestigkeit. Um diesen quantifizieren zu können, sind weitere Versuche mit deutlich höherer Prüf-körperanzahl, die eine statistische Betrachtung ermögli-chen, erforderlich. Dennoch zeigen die durchgeführten Untersuchungen, dass sogar bei ungünstigen Herstel-lungsbedingungen auch für Normalmörtel eine Biegezug-festigkeit senkrecht zur Lagerfuge nachweisbar ist. So erscheint es – wie bereits in [35] veröffentlicht – vertret-bar, in der Bemessung für alle Mauerstein-Mauermörtel-Kombinationen eine Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen in Ansatz zu bringen.

4 Nachweis von Kellerwänden

Kellerwände sind nicht nur Vertikalbelastungen ausgesetzt, sondern müssen auch dem horizontalen Erddruck der Bo-denhinterfüllung standhalten. Der Erddruck dominiert das Tragverhalten von Kellerwänden, die in der Regel nur mit einer geringen Auflast am Wandkopf belastet sind. Die Horizontalbelastung steigt mit der Höhe der Bodenhinter-füllung und führt zu einer Biegewirkung, der der vertikale Druck entgegenwirkt. Die Bemessungsvorschriften der deutschen und europäischen Normen für Mauerwerk (DIN 1053-1, DIN 1053-100 und EN 1996-3) gehen auf die analytische Methode von Mann/Bernhardt [36] zurück. Das analytische Modell von Mann/Bernhardt basiert auf der Annahme, dass die Kellerwand über eine ausreichende Flexibilität verfügt, um dem aktiven Erddruck standzuhal-ten. Die Reibung zwischen der Hinterfüllung und der Wand wird aufgrund von Isolier- oder Abdichtungsschich-ten vernachlässigt, darum gilt der Erddruckkoeffizient Ka = 1/3 als angemessener Wert für jede Bodenart. Die Vertei-lung des Erddrucks wird als mit der Tiefe linear steigend mit einem maximalen Wert von Ka · ge · he , je nach Dichte und Höhe der Hinterfüllung, angenommen (Bild 7).

Wenn eine Verkehrslast q an der Bodenoberfläche vorliegt, kann diese berücksichtigt werden, indem eine äquivalente Höhe für die Bodenhinterfüllung verwendet wird, die der folgenden Gleichung entspricht:

h hq

ei ee

= +γ

Unter der Annahme, dass in vertikaler Richtung eine Bo-gentragwirkung vorliegt, kann die Wandlängskraft im Gleichgewicht wie folgt bestimmt werden:

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NM

2e1e1

lim

≥

mit elim als maximal zulässige Exzentrizität der Wandlängs-kraft. Die oben aufgeführte Gleichung gilt für die Lage des maximalen Biegemomentes. Die erforderliche Auflast am Wandkopf kann mit dem Wandgewicht wie folgt berechnet werden:

NM

2et xo

e1

limw 1≥ − γ ⋅ ⋅

mit gw als Dichte der Wand. Das Biegemoment infolge des Erddrucks wird angegeben als

MK h

6e1a e s

3

=⋅ γ ⋅

µ

mit

h

h1

h

h2

3 3

h

hei3

s3

ei

s

ei3

s3

µ = − +

und

x h 1h

h1

h

3h1 swi2

s2

ei

s

= − −

Wenn berücksichtigt wird, dass die Dichte der Hinterfül-lung den Wert von 20 kN/m2 nicht überschreitet und die Verkehrslast q auf der Bodenoberfläche nicht größer als 5 kN/m2 ist, können die letztgenannten Gleichungen wie folgt vereinfacht werden:

h /h / 2e s

2( )µ ≈

und

x h h /21 s e≈ −

Bei Berücksichtigung einer außerplanmäßigen Exzentrizi-tät ea von 0,04 t ergibt das:

with the maximum bending moment; the necessary im-posed load at the top of the wall can be calculated includ-ing the weight of the wall by:

NM

2et xo

e1

limw 1≥ − γ ⋅ ⋅

where gw is the weight density of the wall. The bending moment due to earth pressure is given as following:

MK h

6e1a e s

3

=⋅ γ ⋅

µ

with

h

h1

h

h2

3 3

h

hei3

s3

ei

s

ei3

s3

µ = − +

and

x h 1h

h1

h

3h1 swi2

s2

ei

s

= − −

Considering that the weight density of the backfill does not exceed the value of 20 kN/m2 and the service load q on the ground surface is not greater than 5 kN/m2, the latter expressions can be simplified into the following:

h /h / 2e s

2( )µ ≈

and

x h h /21 s e≈ −

By having an accidental eccentricity ea of 0.04 t yields:

NK h h

12 2e e

h h

22,56 t1,k,infa e s e

2

lim,k a

e s e2

( )≥⋅ γ ⋅ ⋅

⋅ −=

γ ⋅ ⋅

Fig. 7. Loading and internal forces of uniaxially spanning basement walls with low imposed loads at the topBild 7. Belastung und Schnittgrößen einachsiger Kellerwände mit geringer Nutzlast im oberen Teil

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The basement wall must also be checked for compressive failure and out-of-plane shear strength. For the purposes of checking compressive failure, an assumption of a maxi-mum eccentricity of t/3 is reasonable:

Nf t

3

f t

3o,d,supd k

M

≤⋅

=η⋅ ⋅

γ

wherefd is the design value of the compressive strength, t is the thickness of the wall, η is the reduction factor covering long term effects, fk is the characteristic value of the com-pressive strength, and gM is the partial safety factor for ma-terial.

This procedure assumes that the necessary load is availa-ble and can be applied. If this is not the case, the question should be asked as to whether neighbouring structural el-ements can be activated in order to absorb the standard force calculated (see [37]).

5 Summary

The latest findings on the bending strength of masonry show that there is certainly an area in which the current situation can be improved in both constructing models and with regard to the key values. In particular, there is an increase requirements for wall systems to withstand wind, earth pressure and earthquakes. This means we must constantly refine our verification in the course of our design and by using the most appropriate building materials. Hence the example presented above for the verification of cellar walls shows that the system bearing capacity without a load is of great meaning for the verifi-cation of the wall. The current practical verification pro-cedure in Germany which is based on tables must be questioned, as the bending strength perpendicular to bed joints cannot be applied alongside this. According to these calculations, such walls are not really loadbearing. The model presented in this article, which includes the parameter of the ratio of orthotropic bending strength, perpendicular/parallel to the bed joint, allows verification of infill walls. Improvements for this type of modelling is of high interest. The bending strength of masonry perpen-dicular to the bed joint should not continue to be re-stricted to thin bed mortar, but instead to be applied to any analysis based on values established experimentally. There is a particular lack of investigations into wall thick-ness in conjunction with the various types of brick/block. In the case of bending strength parallel to the bed joint, fracture mechanics testing formed the basis for working out the main influences: overlap area; wall thickness; and adding mortar to head joints depending on the brick/block material. Further testing should be performed by means of strengthening and improving the database.

NK h h

12 2e e

h h

22,56 t1,k,infa e s e

2

lim,k a

e s e2

( )≥⋅ γ ⋅ ⋅

⋅ −=

γ ⋅ ⋅

Die Kellerwand muss auch im Hinblick auf ein Versagen unter Druck und Plattenschub geprüft werden. Für die Prü-fung eines Versagens unter Druck ist es angemessen, von einer maximalen Exzentrizität von t/3 auszugehen:

Nf t

3

f t

3o,d,supd k

M

≤⋅

=η⋅ ⋅

γ

mitfd als Bemessungswert für die Druckfestigkeit, t als Wand-dicke, η als Reduktionsbeiwert, der langfristige Effekte abdeckt, fk als charakteristischem Wert für die Druckfes-tigkeit und gM als partiellem Sicherheitsbeiwert für das Material.

Das Verfahren setzt voraus, dass die erforderliche Auflast aufgebracht werden kann bzw. vorhanden ist. Ist das nicht der Fall, ist zu überlegen, ab sich angrenzende Bauteile aktivieren lassen, um die errechnete Normalkraft aufneh-men zu können (vgl. [37]).

5 Zusammenfassung

Die jüngsten Erkenntnisse zum Biegetragverhalten von Mauerwerk zeigen, dass sowohl bei der Modellbildung als auch hinsichtlich der Kennwerte durchaus Verbesserungsbe-darf der derzeitigen Situation besteht. Die Anforderungen insbesondere an die Tragfähigkeiten von wind-, erddruck- und erdbebenbeanspruchten Wandsysteme steigen, so dass die Nachweise im Zuge der Bemessung immer stärker ver-feinert und baustoffgerechter ausgestaltet werden müssen. So zeigt sich bei dem hier vorgestellten Beispiel der Nach-weise der Kellerwände, dass der Systemtragfähigkeit bei feh-lender Auflast eine sehr große Bedeutung zukommt, um solche Wände überhaupt nachweisen zu können. Das der-zeit in Deutschland praktizierte Verfahren des Nachweises von Ausfachungsflächen mittels Tabellen muss in Frage ge-stellt werden, da gleichzeitig die Biegezugfestigkeit senkrecht zu den Lagerfugen nicht ansetzbar ist. Derartige Wände sind demnach eigentlich gar nicht tragfähig. Mit dem in diesem Beitrag vorgestellten Modell, bei dem das Verhältnis der Bie-gezugfestigkeiten senkrecht/parallel zur Lagerfuge als Para-meter eingeht, können nun Ausfachungsflächen berechnet werden. Eine weitere Verbesserung solcher Modelle wäre sehr wünschenswert. Die Biegezugfestigkeiten von Mauer-werk senkrecht zur Lagerfuge sollten nicht auf Dünnbett-mörtel beschränkt bleiben, sondern auf experimenteller Ba-sis abgesicherte Werte in die Analyse einfließen. Hier fehlen insbesondere noch Untersuchungen zur Wanddicke in Ver-bindung mit den verschiedenen Steinarten. Bei der Biege-zugfestigkeit parallel zur Lagerfuge wurden auf der Basis bruchmechanischer Untersuchungen die wesentlichen Ein-flüsse Überbindemaß, Wanddicke, Stoßfugenvermörtelung in Abhängigkeit der Steinmaterialien herausgearbeitet, wo-bei auch hier weiterführende Untersuchungen zur Absiche-rung und zur Verbesserung der Datenbasis erfolgen sollten.

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Authors − Autoren:Dipl.-Ing. Ulf SchmidtMaterialprüfungs- und Versuchsanstalt Neuwied (MPVA)Sandkauler Weg 1, 56564 Neuwied

Dr.-Ing. Tammam BakeerProf. Dr.-Ing. Wolfram JägerTU Dresden, Fakultät Architektur, 01062 Dresden

Prof. Dr.-Ing. Wolfgang BrameshuberRWTH Aachen University, Institut für Bauforschung (ibac)Schinkelstraße 3, 52062 Aachen


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DOI: 10.1002/dama.201500647

40 © Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Mauerwerk 19 (2015), Heft 1

Catherine (Corina) PapanicolaouThanasis TriantafillouPere Roca Fabregat

Increase of load-carrying capacity of masonry with textile reinforced renderingErhöhung der Tragfähigkeit von Mauerwerk mit textilbewehrtem Putz

Contemporary externally bonded structural upgrading schemes for masonry structures employ Fiber Reinforced Polymer (FRP) systems (a technique that was extended from concrete to ma-sonry structures) and technical textiles (structural fiber grids) embedded in inorganic matrices. The latter account for a multi-tude of systems depending on the type of grid – fiber material, bundle treatment (dry, coated or even impregnated), grid geome-try, manufacturing method etc. – and matrix – binder (e. g. ce-ment or lime), rheology etc. – resulting in the derivation of many different acronyms (FRCM, TRM, CMG, IMG or other – see for definitions below). The mechanical behavior of such systems and their interaction with different substrates may vary signi-ficantly (e. g. dry vs. impregnated fiber grids embedded in mortars). This paper aims to summarize all reported efforts to in-crease the load-carrying and/or deformation capacity of unrein-forced masonry walls against in-plane loading and second-order phenomena (eccentric compressive loading).

1 Introduction

The idea of combining fiber grids with mortars for the pres-ervation of masonry structures is not new. For example, whitewash has been used on earthen buildings since before recorded history. Consisting of ground gypsum rock, water, and clay, whitewash acted as a sealer, which could be either brushed on the adobe (sun-dried brick) wall or ap-plied with large pieces of coarse fabric such as shown in [1]. These rudimentary construction practices are still applied by unskilled builders of vernacular earth-based dwellings. Interventions for masonry structures involving overlays have since the ‘whitewash era’ evolved tremendously keep-ing the core idea unchanged: a fibrous structure is attached on the masonry member by use of a binding means.

2 In-plane strengthening methods

Two broad categories of test set-ups are used by research-ers in order to evaluate the efficiency of mortar-based over-lays (FRCM, TRM, CMG, IMG or other – see for defini-tions below) as strengthening systems for in-plane loading of masonry walls: diagonal compression and in-plane shear ones. Results in the literature are available for sys-tems using carbon, coated alkali-resistant (AR)-glass, epoxy resin-impregnated AR-glass or basalt meshes to strengthen walls made of concrete masonry units, fired clay bricks (solid or perforated), stone and tuff blocks. Experimental

Zeitgemäße externe Verbundstrukturen zur Verbesserung der Mauerwerkstrukturen sind zum Beispiel faserbewehrter Kunst-stoff (GFK), eine Methode, die vom Beton übernommen wurde, und technische Textilien (Fasernetze), die in anorganischen Matrices eingebunden werden. So hat sich eine Vielzahl von Systemen in Abhängigkeit des Netztyps – Fasermaterial, Garnbe-handlung (trocken, beschichtet oder imprägniert), Netzgeometrie, Herstellungsmethode etc. – und der Matrix-Bindemittel (z. B. Zement oder Kalk) Rheologie etc. – entwickelt, mit der Folge diverser Kurzbezeichnungen (FRCM, TRM, CMG, IMG und an-dere), die im Folgenden noch erklärt werden. Das mechanische Verhalten solcher Systeme und die Interaktion mit dem Unter-grund kann sehr stark variieren (z. B. trockene im Vergleich zu imprägnierten Fasernetzen, in Mörtel eingebettet). Der Beitrag fasst die Maßnahmen zur Erhöhung der Tragfähigkeit und/oder der Verformbarkeit von in der Wandebene belasteten unbewehr-ten Mauerwerkswänden unter Berücksichtigung von Effekten zweiter Ordnung (exzentrische Druckbelastung) zusammen.

1 Einleitung

Die Idee, zur Verstärkung von Mauerwerk fasergebundene Netze zu verwenden, ist nicht neu. So wurden beispiels-weise Lehmbauwerke bereits vor der dokumentierten Historie mit Kalkanstrichen versehen. Bestehend aus Gips-stein, Wasser und Lehm übernahmen die Kalktünche die Funktion einer Versiegelung, die auf Lehmziegeln (sonnen-getrocknet) gemeinsam mit großen Stücken eines groben Textils, wie in [1] dargestellt, aufgebracht wurde. Diese eher rudimentären Praktiken werden auch heute noch von ungelernten Handwerkern bei landestypischen Lehmge-bäuden angewandt. Für Mauerwerkstrukturen einschließ-lich entsprechender aufgebrachter Schichten gibt es inzwi-schen sehr gute Weiterentwicklungen seit dieser „Tünch-Ära“, ohne dabei die Kernaspekte dieser Methode vergessen zu haben: Mittels Klebern werden Faserstrukturen auf dem Mauerwerkbauteil aufgebracht.

2 Verstärkungsmethoden in Wandebene

Zwei verschiedene Versuchsanordnungen zur Prüfung der Wirksamkeit von mörtelbasierten Schichten (FRCM, TRM, CMG, IMG oder andere – Definitionen siehe später) für Verstärkungssysteme in Wandebene werden in der For-schung angewendet: der diagonale Druckversuch und der Schubversuch. Es gibt in der Literatur Untersuchungser-gebnisse für Textilien basierend auf Carbon, beschichtetem

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results suggest that these systems represent a promising solution for the structural upgrading of masonry structures undergoing in-plane loading.

2.1 Diagonal compression tests

These tests typically follow the suggestions of a modified version of ASTM E 519 [2], accounting for the dimensions of used masonry panels; the interpretation of test results is based either on ASTM E 519 and/or on RILEM TC 76-LUM [3] (Fig. 1).

Mantegazza [5] conducted an experimental investiga-tion on 11 single-leaf masonry panels (467.5 mm × 467.5 mm × 105 mm), made of solid clay bricks and ce-ment mortar, loaded in diagonal compression. The rein-forcing system comprised a balanced bi-directional (0°/90°) carbon fiber net (168 g/m2) embedded in a cement-based mortar. Both single- and double-layered overlays were con-sidered in the following configurations (net orientation given in respect to mortar joints): (i) unilateral application of a single-layered FRCM with net orientation 0°/90°, (ii) unilateral application of a double-layered FRCM with net orientation 0°/90° and ±45°, and (iii) bi-lateral application of a double-layered FRCM with net orientation 0°/90° and ±45°. According to ACI 549.4R-13 [6] an FRCM is a com-posite material consisting of one or more layers of ce-ment-based matrix reinforced with dry fibers in the form of open mesh or fabric. Apart from two un-strengthened specimens (one of which was exploitable and served as the control one) two other specimens received a net-free uni-lateral mortar layer. The author postulates that the ma-sonry portion involved in the load resisting mechanism is larger in FRCM-strengthened specimens than that involved in un-strengthened ones. This is supported by the forma-tion of more (than one) cracks in specimens receiving single-layered FRCM overlays. The failure mechanism in panels strengthened with double-layered FRCMs was due to the debonding of the overlays from the masonry sub-strate. The mean shear stress at failure was increased by 33 % to 281 % depending on the configuration of the

alkaliresistenten (AR) Glas, mit Epoxidharz imprägniertem AR-Glas oder Basalt zur Verstärkung von Wänden aus un-terschiedlichen Steinmaterialien, Beton, Ziegel, Naturstein und Tuff. Die Versuchsergebnisse zeigen, dass es sehr viel-versprechende Lösungen zur Verbesserung der Tragfähig-keit von Mauerwerkstrukturen gibt.

2.1 Diagonale Druckversuche

Diese Versuchsart folgt den Empfehlungen einer modifi-zierten Version von ASTM E 519 [2] unter Berücksichti-gung der Dimensionen des Mauerwerks. Die Interpreta-tion der Versuche erfolgt auf der Basis von ASTM E 519 oder RILEM TC 76-LUM [3] (Bild 1).

Mantegazza [5] führte Experimente an 11 einschaligen Mauerwerktafeln (467,5 mm × 467,5 mm × 105 mm) durch, hergestellt aus Vollsteinen aus Ziegel und zementgebunde-nem Mörtel, jeweils im diagonalen Druckversuch. Die Be-wehrung bestand aus einem Carbontextil mit zweiachsiger Ausrichtung (0°/90°) und einem Flächengewicht von 168 g/m2, eingebunden in einen zementgebundenen Mör-tel. Einseitige und zweiseitige Schichten wurden jeweils in der folgenden Konfiguration (Textilorientierung unter Be-achtung der Mörtelfugen) berücksichtigt: (i) einseitiges Aufbringen eines einschichtigen FRCM mit 0°/90°-Orien-tierung, (ii) einseitiges Aufbringen eines doppelschichtigen FRCM mit 0°/90°-Orientierung und ±45°, und (iii) zwei-seitiges Aufbringen eines zweischichtigen FRCM mit 0°/90°-Orientierung und ±45°. Nach ACI 549.4R-13 [6] ist FRCM ein Verbundmaterial, bestehend aus einer oder mehreren Schichten zementbasierten Putzes, bewehrt mit einem Netz oder Gewebe aus trockenen Fasern. Zusätz-lich wurden zwei unverstärkte Probekörper (einer als Re-ferenz) und zwei mit unbewehrter, einschichtiger Mörtel-schicht versehene Versuchskörper geprüft. Die Autoren stellen fest, dass der Lastwiderstandsanteil des Mauer-werks bei FRCM-bewehrten Wänden größer als bei den mit unbewehrtem Mörtel beschichteten Wänden ist. Dies wird unterstützt durch die Beobachtung einer Mehrfach-rissbildung im einschichtigen FRCM-verstärkten Mauer-

a) b)

Fig. 1. (a) Diagonal compression test snapshot of a perforated clay brick wallette receiving an overlay of coated glass fiber textile embedded in a cement-based matrix (fracture lines are highlighted at the end of the test; traces of the used LVDTs fixing points are also visible), (b) Typical shear stress vs. shear strain plots of reinforced and unreinforced diagonal compres-sion masonry specimens. Photo and graph courtesy of Dr. Koutas based on the work of Koutas et al. [4]Bild 1. (a) Versuchsaufbau für einen diagonalen Druckversuch an einem Prüfkörper aus Lochziegeln; verkleidet mit einem in einer zementgebundenen Matrix eingebundenen, beschichteten Glasfasertextil (Risse sind hervorgehoben nach durchgeführ-tem Versuch; die Messlinien für die Wegaufnehmer sind an den Befestigungspunkten erkennbar), b) Typisches Schubspan-nungs-Verformungsdiagramm eines bewehrten und unbewehrten Probekörpers im diagonalen Druckversuch aus Koutas [4]


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werk. Der Bruchmechanismus in Tafeln, die mit zwei-schichtigem FRCM versehen waren, zeigte eine Delamina-tion der Schicht vom Putzgrund. Die mittlere Scherfestigkeit beim Bruch wurde von 33 % bis zu 281 % gesteigert, ab-hängig von der Auslegung der Verstärkungsmaßnahme. Bei dem Mauerwerk mit einschichtigem Putz ohne Beweh-rung ergab sich eine Steigerung der maximalen Scherspan-nung um ca. 40 %.

Prota et al. [7] untersuchten die Leistungsfähigkeit von zementgebundenen Matrix-Netz (CMG)-Systemen, die aus bidirektionalen Textilien mit 0°/90°-Orientierung aus beschichtetem AR-Glas bestanden. Diese wurden auf ein-schaliges Mauerwerk (ca. 955 mm × 1065 mm × 250 mm) aufgetragen, wobei als Mörtel ein polymer-modifiziertes, faserverstärktes System verwendet wurde. Es wurden 12 diagonale Druckversuche durchgeführt. Vier Probekörper wurden geprüft wie hergestellt, und acht unter Verwen-dung verschiedener CMG-Verstärkungen (einseitig oder zweiseitig mit einschichtigen oder zweischichtigen Syste-men). Eine Veränderung des Bruchmechanismus wurde in Bezug gestellt zum Bewehrungssystem: Haftscherversagen entlang der Lagerfuge für unbewehrte Platten, eine Kom-bination von Haftscherversagen in der Lagerfuge und Zug-versagen der Steine oder Bewehrungsversagen bei zweisei-tigen, einschichtigen CMGs bis hin zur gleichmäßigen Rissbildung für Platten mit zweiseitigen, doppelschichtigen CMGs (lokales Mauerwerkversagen im Lasteinleitungsbe-reich, d. h. vor der eigentlichen Bruchlast). Die maximale Scherspannung konnte zwischen 70 % und 185 % in Ab-hängigkeit des jeweiligen CMG gesteigert werden. Platten mit CMG-Verstärkung auf einer Seite zeigten eine ausge-prägte Verformung senkrecht zur Wandebene mit der Folge von sprödem Bruch und daher auch nur geringer Laststeigerung. Dagegen wurde bei den zweiseitigen Ver-stärkungen und zwei Schichten ein deutlich verbessertes Nachtragverhalten und eine signifikante Steigerung der Duktilität beobachtet.

Faella et al. [8] untersuchten ein einschichtiges System identisch zu dem von Mantegazza [5] (Carbonfaserbewehrte Zementmatrix – CFRCM). Es wurden sechs unbewehrte Tuffsteinmauerwerke symmetrisch verstärkt (1200 mm × 1200 mm × 400 mm) und im diagonalen Druckversuch ge-prüft. Drei Wände wurden als Referenz geprüft. Diese ver-sagten durch Fugenversagen in den Lager- und Stoßfugen (treppenförmig). Das bewehrte Mauerwerk versagte in-folge Verbundversagen zwischen der Putzschicht und dem Putzgrund. In einigen Fällen löste sich ein Teil der Wand einschließlich der Verstärkungsschicht ab (ein Versagens-fall, den die Autoren auf die Spezifika des Steinmaterials zurückführen). Die Tragfähigkeit wurde durch die Verstär-kung um einen Faktor von 4 bis 6 gesteigert im Vergleich zu den Referenzwänden. Die Autoren sehen das Verstär-kungssystem teilweise noch nicht ausgenutzt, da es zu Schalenrissen gekommen ist. Für eine ökonomische Aus-nutzung des Verstärkungssystems sehen sie weiteren For-schungsbedarf.

Parisi et al. [9] führten ein experimentelles Programm durch mit der Zielsetzung der Überprüfung der Effektivität von anorganischen Matrix-Textil (IMG)-Systemen durch Steigerung der Scherfestigkeit von Tuffsteinmauerwerk. Es wurde eine zweikomponentige anorganische Matrix, beste-hend aus einem hydraulischen Kalk, Sand, Latex und Was-

strengthening scheme, whereas unilateral rendering of specimens with net-free mortar resulted in approx. 40 % increase of the maximum shear stress.

Prota et al. [7] investigated the performance of a ce-mentitious matrix–grid (CMG) system consisting of a quasi-balanced bi-directional (0°/90°) coated AR-glass grid externally applied to single-leaf tuff masonry wallettes (ap-prox. 955 mm × 1065 mm × 250 mm), by means of a fiber-reinforced polymer-modified cement-based mortar. Twelve diagonal compression tests were performed; four were tested as-built and eight were tested using different CMG strengthening configurations (unilateral and bi-lateral ap-plication of single- and double-layer systems). A transition of failure mechanisms was related to the type of reinforce-ment layout: from sliding along mortar joints for as-built panels and panels receiving unilateral overlays to com-bined sliding along mortar joints and tensile rupture of units or reinforcement rupture for panels with bi-lateral single-layer CMGs and finally to uniform cracking for pan-els with bi-lateral double-layer CMGs (failing due to local masonry crushing at the load application areas and, thus, not reaching their actual shear capacity). Maximum shear stress was increased by 70 % to 185 % depending on the CMG configuration. Panels strengthened with a CMG on one side showed the activation of evident out-of-plane de-formation that led to a more brittle failure and conse-quently to a lower strength increase. Conversely, when double CMG layers were applied on both wall sides better postpeak response and significant increase in ductility was observed.

Faella et al. [8] employed a single-layer strengthening system identical to that of Mantegazza [5] (carbon-fiber-reinforced cement matrix – CFRCM) in order to symmetri-cally strengthen six un-reinforced tuff masonry walls (1200 mm × 1200 mm × 400 mm) undergoing diagonal compression; three walls were tested as built. The latter failed due to diagonal meandering cracking following the mortar-to-brick interface along alternating head and bed joints. The reinforced masonry walls failed after loss of adhesion between the strengthening layer and the masonry substrate; in some cases a substantial part of the wall was detached along with the jacket (a failure mode associated – by the authors – to the specific brick stacking pattern used). The in-plane shear strength of the strengthened walls increased by four to six times compared to the one of as built walls. Nevertheless, the authors point out the fact that full exploitation of the strengthening system was not achieved (due to premature bedonding of the jacket) and they suggest that a more rational matching between the specific mechanical properties of the masonry to be strengthened and the fiber density or strength of the fabric should be pursued in future interventions for the sake of economy.

Parisi et al. [9] carried out an experimental campaign aimed at assessing the effectiveness of an inorganic matrix-grid (IMG) strengthening system to improve shear behav-ior of tuff masonry. The system comprised a two-compo-nent inorganic glass fiber-reinforced matrix made of hy-draulic lime and sand and mixed with latex and water and a balanced bi-directional (0°/90°) polymer-coated AR-glass fiber net. Diagonal compression tests were carried out on double-leaf tuff masonry walls (1250 mm × 1250 mm ×




310 mm). The testing campaign included three as-built specimens and three couples of strengthened specimens with: (1) double-side IMG; (2) single-side IMG; and (3) single-side IMG with passing-through steel fiber-reinforced polymer (SFRP) ties. As-built specimens suffered stair-stepped cracking whereas single-side strengthened ones with and without SFRP ties experienced small cracks on the strengthened side and large cracks on the unstrength-ened one (attributed by the authors to out-of-plane bend-ing). Double-side strengthened specimens failed due to grid rupture. A gradual increase in shear strength from as-built to double-side strengthened specimens was observed; the shear strength of specimens strengthened on one side, one side with SFRP ties and two sides increased respectively by 90 %, 135 % and 210 % compared to as-built specimens. The application of SFRP ties to single-side strengthened specimens induced a higher increase in both shear strength and ductility.

A summary of the experimental outcomes of 35 tests on masonry panels reinforced with the IMG strengthening technique (derived from diagonal compression tests) are presented by Balsamo et al. [10]. The tests include those of Prota et al. [7], Balsamo et al. [10] and Parisi et al. [9] along with five tests on uncoursed stone masonry panels. The latter were strengthened on both sides with lime-based mortar and FRP grids (two using basalt grids, BFRP, and other two using glass grid, GFRP; one specimen was tested as built). Reinforced panels failed due to the debonding of the overlay from the specimens this debonding involving a part of the original masonry substrate. This type of failure was attributed to the weak lime-based mortar of the sys-tem. IMG strengthening solution provided a mean shear strength increase of 200 % in the case of BFRP grid and 148 % in the case of GFRP grid.

The effectiveness of a hybrid strengthening technique to increase the in-plane shear strength of un-reinforced ma-sonry (URM) walls was experimentally investigated by Borri et al. [11] The technique is a combination of jacketing one side of the wall with GFRP (Glass Fiber Reinforced Polymer) mesh embedded in an inorganic matrix (referred to as “GFRM” by the authors) and repointing of mortar joints on the other side using high strength stainless steel cords (referred to as ‘‘Reticolatus’’ by the authors). The two reinforced faces were connected to each other by means of transverse threaded stainless steel bars. The GFRP mesh used comprised an unbalanced net of AR-glass fibers im-pregnated with an epoxy resin and the inorganic matrix consisted of a plasticized hydraulic lime/sand mortar. A se-ries of cyclic diagonal compression tests was carried out on double-leaf stone walls (1200 mm × 1200 mm × 400 mm – made of either roughly hewn or round river stones) and single-leaf solid clay walls (1200 mm × 1200 mm × 250 mm). Based on the results of the experimental program, it ap-pears that the proposed system increases considerably the in-plane shear strength of the reinforced masonry panels compared to that of URM ones. Furthermore, the contri-bution of the GFRM jacket to the in-plane shear strength increase is invariantly higher than the respective contribu-tion of the ‘‘Reticolatus’’ system (which can ensure wall integrity at large deformation levels).

In-situ testing is of great importance to understand the response of both URM and strengthened masonry struc-

ser in Verbindung mit einem bidirektionalen 0°/90°-Textil aus polymerbeschichtetem AR-Glas, verwendet. Die diago-nalen Druckversuche wurden an zweischaligem Tuffstein-mauerwerk (1250 mm × 1250 mm × 310 mm) durchge-führt. Drei Proben dienten als Referenz und jeweils zwei wurden bewehrt mit: (1) zweiseitigem IMG; (2) einseitigem IMG; (3) einseitigem IMG mit eingefädelten stahlfaserbe-wehrten Polymerbündeln (SFRP). Die Referenzproben zeigten Fugenversagen mit treppenförmigem Rissverlauf, die einseitig verstärkten Proben mit und ohne SFRP-Bün-deln kleine Risse auf der verstärkten Seite und große Risse auf der unverstärkten Seite, was die Autoren auf eine Be-anspruchung senkrecht zur Wandebene zurückführen. Zweiseitig verstärkte Proben versagten durch Textilversa-gen. Eine allmähliche Steigerung der Scherfestigkeit von der Referenzprobe bis hin zur zweiseitig verstärkten Probe war zu beobachten; einseitig 90 %, einseitig mit SFRP-Bündeln 135 % und zweiseitig 210 %. Die Anwendung von SFRP-Bündeln bei der einseitig verstärkten Wand zeigte eine Steigerung von Schubfestigkeit und Duktilität.

Eine Zusammenfassung der Erkenntnisse aus 35 dia-gonalen Druckversuchen an Probekörpern, bewehrt mit der IMG-Technik, wird in Balsamo et al. [10] gegeben. Es werden die Versuche von Prota et al. [7], Balsamo et al. [10] und Parisi et al. [9] gemeinsam mit fünf Versuchen von unbehandelten Mauersteinwänden verglichen. Letztere wurden auf beiden Seiten mit einem kalkbasierten Mörtel und FRP-Textilien (zwei mit Basalt-Netzen (BFRP), einer als Referenz) verstärkt. Die verstärkten Wände versagten durch Ablösen der Verstärkungsschicht vom Putzgrund. Diese Versagensart wird auf den schwachen Kalkmörtel zurückgeführt. IMG-verstärkte Lösungen ermöglichten eine Steigerung der Scherfestigkeit um 200 % im Fall des BFRP-Textils und um 148 % beim GFRP-Netz.

Die Wirksamkeit einer hybriden Verstärkungstechnik zur Steigerung der Schubfestigkeit in Wandebene von un-bewehrtem Mauerwerk (URM) wurde experimentell unter-sucht von Borri et al. [11]. Die Technik ist eine Kombina-tion aus einer einseitigen Beschichtung der Wand mit GFRP-Textilien eingebunden in eine anorganische Matrix und nachträglichem Einlegen von Edelstahlschnüren (von den Autoren „Reticolatus“ genannt) auf der anderen Seite. Die zwei bewehrten Flächen werden über Edelstahlbeweh-rung miteinander verbunden. Das GFRP-Textil beinhaltet ein isotropes Netz aus AR-Glasfasern, imprägniert mit einem Epoxidharz und eingebettet in eine anorganische Matrix, die aus hydraulischem Kalk/Sandmörtel besteht. Eine Serie von zyklischen diagonalen Druckversuchen wurde an zweischaligen Steinwänden (1200 mm × 1200 mm × 400 mm – bestehend aus grob gehauenen oder runden Flusssteinen) und einschaligen Mauerwerkswän-den (1200 mm × 1200 mm × 250 mm) durchgeführt. Die Untersuchungen zeigen, dass die gewählten Maßnahmen eine erhebliche Steigerung der Scherfestigkeit im Vergleich zur Referenz ermöglichen. Dabei hat das GFRP-System Vorteile im Vergleich zu dem mit den Edelstahlschnüren (welches bei großen Verformungen die Unversehrtheit der Wand sicherstellen kann).

In-situ-Untersuchungen sind von großer Wichtigkeit für das Verständnis sowohl von unbewehrtem als auch ver-stärktem Mauerwerk. Derartige Datensammlungen helfen bei der Validierung der Laborversuche, die nur bis zu einem




gewissen Grad die reale Situation korrekt wiedergeben. Corradi et al. [12] berichten über Ergebnisse von Serien zu In-situ-Scherversuchen, durchgeführt an historischen Wän-den und bewehrt mit einem System ähnlich dem GFRP wie oben geschildert (Borri et al. [11]) – mit Durchanke-rung und dem Unterschied bei der anorganischen Matrix (zementgebunden, hydraulischer Kalk und Sand). Die Wände bestanden aus zweischaligem Mauerwerk mit grob gehauenem Bruchstein und Vollziegeln. Es wurden sowohl diagonale Druckversuche als auch Scher-Druckversuche durchgeführt, wobei einige Proben im Originalzustand ge-prüft wurden, mit anschließender Verstärkung und weite-rer Prüfung. Diese Technik diente der Beurteilung nicht nur einer Vorsorge, sondern auch der Instandsetzung geschä-digter Bauteile. Die Versuchsergebnisse variieren in Abhän-gigkeit der unterschiedlichen Mauerwerktypen, der Zielset-zung (Verstärkung oder Sanierung) und der Art des Tests. Prinzipiell konnte gezeigt werden, dass die Scherfestigkeit mit einer GFRM-Schicht signifikant im Vergleich zur Refe-renz (bis zu 1060 %) insbesondere bei dünnen Wänden gesteigert werden konnte. Bei dickeren Wänden im Ver-hältnis zur Umhüllung war diese Steigerung geringer.

Babaeidarabad et al. [13] führte die Untersuchungen an unbewehrtem Mauerwerk aus Betonsteinen (1220 mm × 1220 mm × 92 mm) durch. Die Wände wurden auf beiden Seiten mit entweder einer Lage oder vier Lagen Carbon-FRCM verstärkt und im diagonalen Druckversuch geprüft (jeweils drei Probekörper für jeden Fall und drei Referen-zen). Die Wände wurden lastkontrolliert in drei Lastzyklen beansprucht, wobei der letzte Zyklus bis zum Bruch gefah-ren wurde. FRCM bestand aus einem gleichmäßigen Car-bontextil mit Polymerbeschichtung und einem faserbe-wehrten Mörtel aus Portlandzement, Silikastaub, Flugasche und quarzitischem Sand. Der Bruch erfolgte bei allen Pro-bekörpern durch diagonales Zugversagen und Fußpunkt-versagen. FRCM-Verstärkung scheint sehr effektiv zur Steigerung der Schubkapazität, da das diagonale Zugver-sagen behindert und die Zugspannungen entlang der dia-gonalen Risse umgelagert werden. Die Scherfestigkeiten werden bei einer Lage Textil um 1,95 und bei vier Lagen Textil um 2,36 gesteigert. Steifigkeit und Pseudoduktilität werden ebenfalls verbessert, wobei letztere aufgrund des Fußpunktversagens weniger stark ausfällt. Neben den ex-perimentellen Beobachtungen haben die Autoren auf ana-lytischem Weg gezeigt, dass ein kalibrierter Bewehrungsge-halt der Schlüsselparameter für die Scherkapazität und die Versagensarten von mit FRCM verstärkten Wänden ist. Für FRCM- und FRP-Verstärkungsmethoden führt eine Nor-mierung in Bezug auf diesen kalibrierten Bewehrungsge-halt zu gleichen Zuwachsraten bei der Scherkapazität. Ein Schwellenwert für dieses Verhältnis, bei dem es zu einem Fußpunktversagen kommt, wurde mit 1,5 % eingeführt. Zum Schluss wurden die ACI 549 [6] Richtlinien verwen-det, um die Scherkapazität für Prognose und Bemessung zu berechnen.

2.2 Schub in Wandebene

Marshall [14], Mobasher et al. [15] und Aldea et al. [16] berichten über Schubversuche an Mauerwerk aus Beton-steinen im großen Maßstab (einschalig, leicht bewehrt), bei denen Schichten aus beschichtetem AR-Glas- FRCM auf-

tures and the data acquired from such tests is essential to validate laboratory-based studies which – at a certain de-gree – fail to represent real-practice conditions. Corradi et al. [12] report the results of a series of in-situ shear tests carried out on historic wall panels reinforced with a sys-tem similar to the GFRM system of Borri et al. [11] – with through anchors – difference being the inorganic matrix used (in this case, a cement-based hydraulic lime/sand mortar). Existing wall panels included double-leaf rough hewn rubble stone masonry and solid brick masonry. Both diagonal compression and shear-compression tests were carried out whereas some of the samples were first tested in their original state then they were repaired and then tested again. Hence, the technique was evaluated not only as a preventive application but also as a repairing one. The test results (absolute values of in-plane strength increase) dif-fered depending on different masonry types tested, scope of intervention (strengthening or retrofitting) and type of test conducted but, in general, they revealed that the increase in shear strength due to GFRM jacketing can be significant (up to 1060 % when compared to the URM panels), espe-cially for walls of limited thickness. When lower ratios be-tween wall thickness and GFRM jackets were achieved the technique resulted in lower shear strength increase.

In the work of Babaeidarabad et al. [13] concrete ma-sonry un-reinforced walls (1220 mm × 1220 mm × 92 mm) were externally retrofitted on both sides with either 1-ply or 4-ply carbon-FRCM and subjected to diagonal compres-sion (triplets of specimens per case plus a triplet of control walls). Walls were tested under load control in three cycles of loading and unloading, where the last cycle was contin-ued till failure. FRCM consisted of a balanced carbon fab-ric (mesh) comprising polymer-coated fiber strands and a fiber-reinforced mortar made of combinations of Portland cement, silica fume, fly ash and silica sand. Failure of the control and of all retrofitted specimens was by diagonal tensile cracking and toe crushing, respectively. FRCM seemed to be effective in increasing the shear capacity by constraining diagonal tensile cracking and transferring ten-sile stresses across diagonal cracks. Shear strength en-hancements were found to be equal to 1.95 and 2.36 for 1-ply and 4-ply FRCM, respectively. Stiffness and pseudo-ductility were also enhanced (the latter to a lesser extent due to toe crushing). Apart from the experimental evidence the authors show analytically that the key parameter in the shear capacity and failure modes of FRCM-strengthened walls is a proposed calibrated reinforcement ratio. It is in-teresting that – if normalized according to the proposed calibrated reinforcement ratio – the FRCM and FRP strengthening methods provide similar increments in shear capacity. A threshold value of this ratio is established at 1.5 % leading to failures controlled by toe crushing. Fi-nally, the ACI 549 [6] provisions were used in order to calculate shear capacity for both prediction and design.

2.2 In-plane shear loading

Marshall [14], Mobasher et al. [15] and Aldea et al. [16] reported in-plane shear tests on concrete masonry full scale pier (lightly reinforced single-wythe masonry) walls receiving overlays of a coated AR-glass FRCM. Different unilateral FRCM application schemes were realized on




gebracht wurden. Verschiedene einseitige FRCM-systeme wurden realisiert: zwei Lagen Textil 0°/90° und +/–45° und drei Lagen Textil 0°/90° mit 2× +/–45°. Das Versagen der verstärkten Probekörper entstand durch Schub zwischen Vorder- und Rückseite der Blöcke. Das FRCM-System er-zeugte 38 % bis 57 % der Festigkeit und 29 % bis 44 % der Deformationskapazität der Referenzen. FRCM-Systeme scheinen im Vergleich zu FRP-Systemen eine deutliche Steigerung der Leistungsfähigkeit zu ermöglichen.

Papanicolaou et al. [17] untersuchte die Auswirkun-gen von Carbon-FRCM (auch textilbewehrter Mörtel TRM genannt) und von FRP für die Verstärkung von Mauer-werk aus Lochziegeln bei Beanspruchung in Wandebene. Das Textil war ein isotropes Carbon-Netz und die Matrix ein zementgebundener, polymermodifizierter Mörtel. Das FRP-System wurde als Schicht mit demselben Textil wie für den TRM, aber verklebt auf der Wandoberfläche, aufge-bracht. Zusätzlich kam eine oberflächennahe Bewehrung (NSM) zum Einsatz. Mittelgroße Wände wurden zyklisch belastet. Drei Typen von Probekörpern wurden verwendet: Schubwände, Stützenbalken und Balken. Die untersuch-ten Parameter waren der Matrixtyp (zementgebunden im Vergleich zu organischem Harz), Anzahl der Lagen, Orien-tierung des Moments unter Berücksichtigung der Lagerfu-gen, und Leistungsfähigkeit der Umhüllung (TRM oder FRP) im Vergleich zu NSM-Streifen. Mit der TRM-Verstär-kung wird eine deutliche Steigerung der Schubfestigkeit und der Verformungskapazität erreicht. Im Vergleich zu den organisch basierten Systemen sind die TRMs etwas weniger effektiv in der Festigkeit, wobei die Effektivität von Belastungsfall und der Anzahl der Textillagen abhän-gig ist. Auf der Grundlage der experimentellen Ergebnisse sind TRM-Verstärkungen im Vergleich zu den FRP-Schich-ten nur 65 bis 70 % effektiv, allerdings bei der Verformung etwas besser, wobei die Deformationskapazität sich abhän-gig von dem zu verstärkenden Bauteil steigern lässt.

Eine Erweiterung der Arbeit von Papanicolaou et al. [17] auf Wände aus Natursteinblöcken wurde veröffent-licht von Papanicolaou et al. [18]. In dieser Arbeit wurden Schubwände in der Wandebene einer zyklischen Scherbe-anspruchung bei gleichzeitiger Auflast, die 3 % der Mauer-werkdruckfestigkeit entsprach, unterworfen. Die Wände wurden symmetrisch verstärkt mit einer Lage Basaltfaser-TRM; die erste Verstärkung wurde mit einem faserbewehr-ten Mörtel und die zweite mit einem Mörtel mit niedriger Druckfestigkeit hergestellt. Die Schubwände reagierten auf die zyklische Belastung in Form eines Schaukelns, wo-durch die Verstärkungsschicht daran gehindert wurde, ak-tiv zu werden.

Der Anteil von IMG-Schichten an der Reaktion von vorgeschädigten großmaßstäblichen unbewehrten Wän-den mit Öffnungen unter Scheibenschub bei gleichzeitig wirkender Auflast wurde von Augenti et al. [19] beschrie-ben. Die Wand wurde instandgesetzt mittels IMG-Ver-bundwerkstoffen (identisch zu denen von Parisi et al. [9]), die auf beiden Seiten der Wandspandrille aufgebracht wur-den. Die Wände wurden zyklisch verformungskontrolliert bis nahe dem Versagen belastet. Entsprechend der experi-mentellen Zielsetzung konnte mit dem IMG-Verstärkungs-system eine Steigerung der Kapazität zur Energiedissipation der Spandrillenwand, der wieder hergestellten Tragfähig-keit im Vergleich zur ursprünglichen Wand, und eine ver-

different walls: 2 plies 0°/90°, 2 plies 0°/90° and ±45° and 3 plies 0°/90° and 2 × ±45°. Failures of the strengthened specimens were due to shear between the front and the rear faces of the blocks. The FRCM system added 38–57 % to the strength and 29–44 % to the deformation capacity of the bare wall specimen. FRCM – when compared to FRP alternatives – provided superior performance.

Papanicolaou et al. [17] studied the effectiveness of car-bon FRCM (termed Textile Reinforced Mortar – TRM – in their work) and FRP for in-plane strengthening of URM walls made of perforated fired clay bricks. The textile was a balanced carbon fiber grid and the matrix comprised a ce-ment-based polymer-modified mortar. The FRP system was in the form of overlays (using the same textile as for the TRM system but bonded on the wall face with an epoxy resin) and near-surface mounted (NSM) reinforcement. Me-dium scale masonry walls were subjected to in-plane cyclic loading; three types of specimens were used: shear walls, beam-columns and beams. The parameters investigated comprised matrix type (cementitious versus organic resin), number of layers, orientation of the moment vector with respect to the bed joints, and performance of jackets (TRM or FRP) versus NSM strips. It was concluded that TRM jack-eting provides substantial increase in strength and deforma-tion capacity. Compared with resin-based systems, TRMs result in reduced effectiveness for strength, the magnitude of which depends on the type of loading and on the number of textile layers used. Based on the experimental results TRM jackets were found to be at least 65–70 % as effective as FRP jackets with identical textiles. In terms of deformability TRM jacketing proved significantly more effective than FRP (the magnitude of deformation capacity increase being depend-ent upon the type of strengthened member).

An extension of the work done by Papanicolaou et al. [17] to walls made of stone blocks was realized by Papani-colaou et al. [18] In this work shear walls were subjected to in-plane cyclic shear under compressive loading equal to 3 % of the wall’s compressive strength. Two specimens were tested each symmetrically strengthened with one layer of basalt fiber TRM; the first incorporated a fiber-reinforced mortar and the second one a low strength mortar. Shear walls responded to the cyclic lateral loading by rocking thus hindering the basalt TRM overlays from being activated.

The contribution of an IMG overlay to the response of a previously damaged full-scale URM wall with an opening undergoing in-plane lateral loading under constant compres-sive loading was investigated by Augenti et al. [19]. The wall was repaired with IMG composites (identical to the ones of Parisi et al. [9]) on both sides of the wall spandrel and sub-jected to a cyclic displacement-controlled test up to a near-collapse state. According to experimental evidence the IMG strengthening system was able to provide energy dissi-pation capacity to the spandrel panel, restoring load-bearing capacity of the as-built wall, and delaying strength degrada-tion that was indeed observed at larger displacements.

A brief reference to in-plane shear tests on full-scale hollow concrete masonry walls strengthened with two dif-ferent geometrical configurations of AR-glass TRC is given by Le Quan et al. [20]. In this work, TRC jackets were ap-plied in the form of: (i) ‘frame bands’ (forming a Π at the perimeter of the wall leaving an un-strengthened core) and (ii) bands as in (i) with two additional ones covering the




spätete Festigkeitsabnahme, die tatsächlich erst bei größe-ren Verformungen auftrat, erreicht werden.

Eine kurze Referenz zu Scheibenschubversuchen im großen Maßstab an Mauerwerk aus Betonhohlblockstei-nen verstärkt mit zwei verschieden geometrischen AR-Glas-TRC-Schichten ist in Le Quan et al. [20] gegeben. Hier werden TRC-Schichten (i) rahmenförmig am Rand der Wand, also mit einem unbewehrten inneren Teil, und (ii) mit Bändern wie unter (i) beschrieben und zusätzlich einer X-förmigen Verstärkung im zunächst unverstärkten Be-reich angeordnet. Die Autoren schlussfolgern, dass die Ver-stärkung mit TRC eine deutliche Steigerung der Energie-dissipation während der Scheibenbeanspruchung durch das Herausziehen der Fasern aus der Matrix ermöglicht.

3 Verstärken von Mauerwerk gegen Knicken3.1 Einleitung

Eine angemessene Sanierung des großen Bestandes von Mauerwerkgebäuden, wie sie heute immer noch in Benut-zung sind, erfordert effiziente Techniken für den Erhalt und die Ertüchtigung von Mauerwerkbauteilen. Wie allge-mein bekannt, wird die Tragfähigkeitskapazität von Mauer-werkwänden bestimmt über Effekte zweiter Ordnung und ein mögliches Versagen durch Knicken Ein Versuch, eine nachhaltige und gleichzeitig effiziente Lösung für den Er-halt und die Ertüchtigung von Mauerwerkwänden zu er-möglichen, ist die Verwendung von textilbewehrtem Mör-tel (TRM) als Technologie zur Verminderung Effekte zwei-ter Ordnung und zur Steigerung der Tragfähigkeit von Mauerwerkwänden.

Das Verhalten unbewehrter tragender Wände wurde in der Vergangenheit von verschiedenen Forschern unter-sucht [21] bis [26], was schließlich zu den Inhalten des heu-tigen Eurocode 6 [27] und anderen nationalen und interna-tionalen Normen geführt hat. Eine frühere Forschungsar-beit von Sandoval et al. [28], [29] analysierte das Verhalten von exzentrisch belasteten Wänden, um die empirischen Gleichungen zu verbessern in Bezug auf den Grenzzu-stand ihrer Tragfähigkeit. Die meisten Forschungsarbeiten über das Verhalten von verstärktem Mauerwerk senkrecht zur Wandebene konzentrierten sich auf die experimentelle Beschreibung und Analyse von mit FRP-Streifen bewehr-ten Wänden (normalerweise auf dem Mauerwerk mit Epoxid harz verklebt) [30] bis [39]. Es gibt weiterhin einige Arbeiten, die die Effektivität von TRM-Bewehrung bei einer Belastung senkrecht zur Wandebene überprüfen [18], [40], [41] bis [44]. Zusätzlich wurden weitere Arbeiten zur Cha-rakterisierung der besonderen Eigenschaften von bewehr-ten Mörteln durchgeführt, unter anderem zum Verbund zwischen Mörtel und Mauerwerk [45] bis [48] oder zur Zugfestigkeit der Mörtel [49]. Die meisten dieser späteren Arbeiten konzentrierten sich auf mit Carbonfasern be-wehrte zementgebundene Matrices (CFRCM) oder stahlfa-serbewehrte Vergussmörtel (SRG).

3.2 Materialien

TRM ist ein Verbundwerkstoff, welcher zur Verstärkung von Mauerwerk- oder Betonbauteilen verwendet wird. Er besteht aus sehr leistungsfähigen Fasernetzen, die über einen Hochleistungsmörtel mit der Bauteiloberfläche ver-

core of the wall in an x-shaped configuration. The authors conclude that the TRC strengthening method allows for considerable energy dissipation during lateral loading due to the fiber/matrix pull – out phenomenon.

3 Strengthening of masonry against buckling3.1 Introduction

The adequate maintenance of the large stock of masonry buildings that is still in use today requires efficient tech-niques for the conservation and upgrading of masonry structural members. As is well known, the capacity of load bearing masonry walls is often determined by the second order effects and the possible buckling failure. In an attempt to provide a both sustainable and efficient solution for the conservation and upgrading of masonry walls, the use of Textile Reinforced Mortar is proposed (TRM) as a technol-ogy to mitigate second order effects and increase the load bearing capacity of masonry walls.

The response of unreinforced load bearing walls has been studied by different researchers since several decades ago [21] to [26], resulting in the formulation for structural verification provided by Eurocode 6 [27] and other national or international standards. A recent research by Sandoval et al. [28], [29] has analyzed the response of eccentrically loaded walls with the aim to provide improved empirical equations for the assessment of their ultimate capacity. In turn, most of the research contributions on the out-of-plane response of strengthened masonry have focused on the experimental characterization and analysis of walls reinforced with FRP strips normally glued with epoxy resin to the masonry substrate [30] to [39]. There are some works specifically oriented to evaluate the effectiveness of the TRM reinforcement against out-of-plane loading condi-tions [18], [40], [41] to [44]. Additionally, research has been carried out on the characterization of specific properties of reinforced mortars, such as the bond between the mortar and masonry [45] to [48] or the tensile strength of mortars [49]. Most of these latter works have been devoted to the study of Carbon Fibre Reinforced Cementitious Matrices (CFRCM) or steel reinforced grout (SRG).

3.2 Materials

TRM is a composite material used to strengthen masonry or concrete structures. It consists of high performance fi-bre grids bonded to the structure’s surface with a high per-formance mortar. TRM is advantageous, compared to other solutions, because of its durability and its better chemical and mechanical compatibility with the masonry substrate compared to other strengthening techniques. Due to potential incompatibility problems caused by the use of epoxy-glued solutions to strengthen masonry mem-bers, there has been significant research on alternative re-inforcing methods and materials. In fact, TRM was initially developed to overcome the problems of FRP in masonry application. It has been widely applied to masonry arches and for the in-plane strengthening of walls [19], [50] to [53]. TRM has been identified as one the most suitable solution for the strengthening of masonry members subjected to shear or out-of-plane loading conditions. Blanksvärd [51] compared TRM performance with Fibre Reinforced Con-




crete (FRC) and Mineral Based Composites (MBC) show-ing the superior performance of the first. Specifically, it was observed that no TRM debonding problems occurred, in contrast with the FRP debonding failures frequently ob-tained in previous investigations.

The experimental research presented in the following sections, carried out by Bernat et al. [53], [54] deals specif-ically with the response of brick masonry walls strength-ened with TRM renders against buckling failure. This re-search has considered three different types of commercial TRM renders specifically designed for the strengthening of masonry structures. The first type includes a cementitious based mortar reinforced with glass fibre grids. The second one consists of a lime-based mortar with pozzolan and glass micro-fibre additions reinforced with glass fibre grids. The third type of render consists of pozzolan hydraulic binder with carbon fibre grids.

3.3 Experimental investigations

The research presented herein focussed on the use of TRM for the strengthening of masonry load bearing walls sub-jected to eccentric vertical loading. It included an experi-mental programme on full scale brick masonry walls. The reinforcement of the walls consisted of the aforementioned combinations of fibre grids and mortar matrices. The ex-perimental programme included the testing of 11 walls, of which 9 were strengthened with TRM. The walls, built with solid bricks and Portland cement mortar, had a height of 165 cm, a width of 90 cm and a thickness of 13.2 cm. Tests on composite prisms allowed the measurement of a masonry compressive strength of 10.8 MPa and a Young modulus of 780 MPa [53], [54]. All walls were hinged at their top and bottom ends and were subjected to a load eccentricity of 30 mm at both ends.

The compressive strength of the cementious-based, lime-based and pozzolan-based mortars utilized was of 42.20, 14.53 and 34.47 MPa respectively. The two differ-ent types of grids utilized, consisting of glass and carbon fibres, had a tensile strength of 45 kN/m and 160 kN/m respectively. Overall, 9 reinforced walls were tested, three of them corresponding to each of the three different TRM combinations mentioned. Two unreinforced walls were tested with the same eccentricity for comparison pur-poses.

The unreinforced walls failed due to typical buckling failures involving the appearance of a hinge close to mid-height. In turn, the reinforced walls showed two different failure modes. Two cases failed because of out of plane bending caused by the eccentric loading. The remaining 7 walls failed due to a diagonal crack related to compression effects at the upper or lower edge (Fig. 2). Delamination or debonding between TRM and masonry or tensile failure of the reinforcement grids were not observed. Fig. 3 shows an example of the load-displacement curves obtained. In this figure, the dimensionless vertical load is defined as the ra-tio between the load (P) and the sectional capacity of the wall (ϕ = P/Afk where A is the area of the transverse sec-tion and fk is the masonry compressive strength). The lower curves show cases reinforced with a glass single grid while the upper one corresponds to double layer reinforce-ment.

bunden werden. TRM hat seine großen Vorteile, im Ver-gleich zu anderen Lösungen, aufgrund seiner Dauerhaftig-keit und seiner besseren chemischen und mechanischen Affinität mit dem Putzgrund im Vergleich zu anderen Ver-stärkungsmethoden. Die prinzipiell vorhandene Unver-träglichkeit bei Verwendung von Epoxidharz als Kleber zur Verstärkung von Mauerwerkbauteilen hat zu einer ausgedehnten Forschung zur Suche alternativer Methoden und Materialien geführt. Tatsächlich wurde TRM ursprüng-lich entwickelt, um diesen Problemen bei der Anwendung auf Mauerwerk zu begegnen. TRM wurde häufig angewen-det bei Mauerwerksbögen und der Scheibenschubverstär-kung von Wänden [19], [50] bis [53]. TRM wurde schließ-lich als besonders geeignet für das Verstärken von Mauer-werkbauteilen befunden, die Scheibenschub oder einer Beanspruchung senkrecht zur Wandebene unterliegen. Blanksvärd [51] verglich die Leistungsfähigkeit von TRM mit faserbewehrtem Beton (FRC) und mineralisch gebun-denen Verbundwerkstoffen (MBC), wobei sich die beson-dere Leistungsfähigkeit von TRM herausstellte. Insbeson-dere ergaben sich keine größeren Probleme der Delamina-tion im Vergleich zu den anderen Systemen, besonders dem FRP.

Die experimentelle Forschung, wie im Folgenden be-schrieben, wurde von Bernat et al. [53], [54] durchgeführt und behandelt besonders das Verhalten von Mauerwerk aus Ziegeln, verstärkt mit Putzen aus TRM, gegen Kni-cken. Diese Arbeit berücksichtigt drei verschiedene Arten von kommerziellen TRM-Putzen, die speziell ausgelegt wurden für die Verstärkung von Mauerwerkbauteilen. Der erste Typ besteht aus einem zementgebundenen Mör-tel mit Glasfasernetzen. Der zweite ist ein kalkbasierter Mörtel mit Puzzolanen und Mikroglasfasern bewehrt mit Glasfasernetzen. Der dritte Putztyp besteht aus einem puzzolanischen hydraulischen Binder mit Carbonfaser-netzen.

3.3 Experimentelle Untersuchungen

Die Forschungsarbeit beschränkt sich auf die Verwendung von TRM zur Verstärkung von tragendem Mauerwerk, das einer exzentrischen vertikalen Last ausgesetzt ist. Die Be-wehrung der Wände bestand aus der zuvor aufgeführten Kombination von Fasernetzen mit Mörtelmatrices. Das experimentelle Programm beinhaltete das Prüfen von 11 Wänden, die aus Vollziegeln und Mörtel mit Portlandze-ment aufgebaut wurden, bei einer Höhe von 1,65 m, einer Breite von 90 cm und einer Dicke von 13,2 cm. Versuche an Verbundwerkstoffprismen ergaben eine Mauerwerk-druckfestigkeit von 10,8 MPa und einen Elastizitätsmodul von 780 MPa [53], [54]. Alle Wände waren am Fußpunkt und Wandkopf gelenkig gelagert und exzentrisch belastet mit einer Exzentrizität von beidseitig 30 mm.

Die Druckfestigkeiten der Mörtel wurden jeweils er-mittelt zu 42,2 MPa für den zementgebundenen, 14,53 MPa für den kalkbasierten und 34,47 MPa für den puzzolani-schen Mörtel. Die zwei verschiedenen Typen von Netzen hatten eine Zugfestigkeit von 45 kN/m für das Glas und 160 kN/m für das Carbon. Insgesamt wurden neun be-wehrte Wände geprüft, jeweils drei mit den verschiedenen drei TRM-Systemen. Zwei unbewehrte Wände wurden als Referenz geprüft.




Die unbewehrten Wände versagten infolge typischen Knickens, wobei sich etwa in Wandmitte ein Gelenk aus-bildete. Hingegen zeigten die bewehrten Wände zwei ver-schiedene Versagensarten: In zwei Fällen kam es zu einem Biegeversagen infolge der exzentrischen Last; die anderen sieben Wände versagten durch diagonale Risse infolge der Druckspannungen am oberen und unteren Rand (Bild 2). Eine Delamination zwischen TRM und Mauerwerk oder ein Zugversagen der Textilbewehrung konnte nicht beob-achtet werden. Bild 3 zeigt ein Beispiel der Last-Verfor-mungskurven. In diesem Bild ist die normierte Vertikallast definiert als Last (P) bezogen auf die bereichsweise Kapa-zität der Wand (ϕ = P/Afk mit A als belastete Teilfläche und fk als Mauerwerkdruckfestigkeit). Die unteren Kurven stammen von einer Bewehrung mit einer Lage Glasfaser-textil, die obere für zwei Lagen.

Es wurde eine deutliche Steigerung der Kapazität der Wände im Vergleich zu den unbewehrten Systemen festge-stellt. Für eine Lage Textil, Portlandzementmörtel kombi-niert mit Glasfasertextilien und puzzolanischem Mörtel mit Carbonfasertextilien, ließ sich die Kapazität um etwa 100 % steigern. Der kalkbasierte Mörtel mit Glasfasertextil führte zu einer etwas geringeren Steigerung der Kapazität um etwa 70 %. Bei zwei Lagen Textil ergab sich eine Stei-gerung um etwa 150 %. In allen Fällen führte die Anwen-dung von TRM-Bewehrung zu einer signifikanten Reduk-tion der Streuung in der Festigkeit im Vergleich zu unbe-wehrten Wänden.

3.4 Modellierung

Der analytischen Überprüfung und rechnerischen Model-lierung von mit FRP verstärktem Mauerwerk wurde in der Vergangenheit große Aufmerksamkeit gewidmet. Insbe-sondere wurden hoch entwickelte Computerprogramme für diese Art der Verstärkungsmethode entwickelt, basie-

A significant increase of the capacity of the walls with respect to the unreinforced cases was obtained. For a sin-gle grid layer, Portland-based mortar combined with glass fibre grids and pozzolan-based mortar with carbon fibre grids provided an increase of about 100 % of the capacity. Lime-based mortar combined with glass fibre produced a lesser although still meaningful increase of about 70 %. Providing two grid layers caused an increase of about 150 %. In all cases, the application of TRM reinforcement reduced very significantly the scattering on the strength normally observed in unreinforced walls.

Fig. 2. Failure modes shown by the tested walls; (a) buckling failure mode, (b) buckling/bending with masonry failure in compression, (c) bending failure, (d) upper or lower edge compression failure with diagonal crack; cases (a) and (b) are unreinforcedBild 2. Versagensarten von geprüften Wänden; (a) Knicken, (b) Knicken/Biegung mit Versagen der Druckzone, (c) Biegever-sagen, (d) Druckversagen im Lasteinleitungsbereich mit diagonalen Rissen; Fälle (a) und (b) sind unbewehrt

d)a) b) c)

Fig. 3. Dimensionless ultimate load (ϕ) vs dimensionless la-teral displacement (h/t, where h is the displacement and t is the wall thickness) for walls reinforced with TRM composed of lime based mortar with glass fibre grid; the legend indica-tes the eccentricity at wall mid-heightBild 3. Dimensionslose Maximallast (ϕ) in Abhängigkeit der Verschiebung senkrecht zur Wandebene (h/t, h Verschie-bung, t Wanddicke) für Wände, bewehrt mit TRM bestehend aus kalkbasiertem Mörtel mit Glasfasertextil; die Legende gibt die Exzentrizität in Wandmittenhöhe an




3.4 Modeling

The analytical assessment and computational modelling of FRP strengthened masonry has deserved large attention. Specifically, sophisticated computer tools have been pro-posed for this type of strengthening based on the homoge-nization technique and homogenized limit analysis [55] to [57] In contrast, the modelling of TRM strengthened ma-sonry has not yet deserved a comparable effort. Some aspects, such as the role played by the reinforcement an-chorage length, have been analysed and computationally simulated to significant detail using nonlinear FE analysis.

Based on their experimental results, an analytical and a numerical method have been proposed by Bernat el al. [53], [54] in order to assess the ultimate capacity of ma-sonry walls strengthened with TRM. The analytical method is derived from the equilibrium and strain compatibility conditions and is based on conventional calculation meth-ods for concrete sections. Two failure modes are consid-ered, corresponding to the failure of the wall in compres-sion or to the failure of the fibre grid in tension. Stresses in compressed masonry are modelled as a plastic rectangular block for failure due to masonry and as a triangular dia-gram for failure of the fibre grid in tension. When com-pared with the experimental results, the method produces acceptable predictions with an average error of 15 %.

The numerical method proposed is based on a 2D plane strain description of the transverse section of the strengthened walls (Fig. 4). A simplified micro-modelling approach is defined in which the bricks are modelled to-gether with their surrounding mortar as a homogenised material. The TRM reinforcement is also modelled as a ho-mogenised material integrating the mortar and the fibre grid. The contacts between masonry rows are described by means of cohesive contact elements allowing debonding

rend auf der Technik der Homogenisierung und der homo-genisierten Grenzzustandsanalyse [55] bis [57]. Im Ver-gleich dazu ist das Modellieren von Mauerwerk mit TRM-Verstärkung bislang noch nicht weit entwickelt. Einige Aspekte, wie zum Beispiel die Verankerungslänge der Be-wehrung, wurden analysiert und rechnerisch simuliert mit nichtlinearer FE-Analyse.

Basierend auf ihren Experimenten hat Bernat el al. [53], [54] eine analytische und eine numerische Methode zur Berechnung der maximalen Kapazität von Mauerwerk verstärkt mit TRM vorgeschlagen. Die analytische Me-thode wurde abgeleitet aus Gleichgewichts- und Dehnungs-verträglichkeitsbedingungen und basiert auf konventionel-len Methoden aus dem Betonbereich. Zwei Versagensarten wurden berücksichtigt, welche mit dem Versagen der Wand unter Druck oder dem Versagen des Textils unter Zug über-einstimmen. Die Spannungen im druckbeanspruchten Mauerwerk wurden modelliert in Form eines plastischen Rechteckblocks für das Versagen von Mauerwerk und als dreieckförmiges Diagramm für das Versagen des Textils un-ter Zug. Im Vergleich zu den experimentellen Ergebnissen und der Rechenmethode ergaben sich akzeptable Überein-stimmungen mit einem mittleren Fehler von 15 %.

Die numerische Methode basiert auf einer 2D-Deh-nungsbeschreibung des übertragenden Bereichs der ver-stärkten Wände (Bild 4). Es wurde ein vereinfachter Mikro-modellierungsansatz definiert, bei dem die Steine gemein-sam mit dem umgebenden Mörtel als homogenisiertes Material betrachtet wurden. Die TRM-Bewehrung wurde ebenfalls als homogenisiertes Material aus Mörtel und Fa-sertextil modelliert. Der Kontakt zwischen den einzelnen Steinlagen wird beschrieben mittels kohäsiver Kontaktele-mente, die eine Verbundauflösung und Trennung erlauben. Fiktive Kontaktelemente wurden ebenfalls verwendet zur Simulation der diagonalen Rissbildung am Kopf und am

Fig. 4. Stress distribution at failure for a wall reinforced with carbon fibres and pozzolan based TRM; (a) vertical stress dis-tribution, (b) contact pressures, (c) contact shear stresses; values in PaBild 4. Spannungsverteilung beim Versagen von Wänden, bewehrt mit TRM aus puzzolanischem Mörtel und Carbonfaser-textil; (a) Verteilung der vertikalen Spannungen, (b) Kontaktdruckspannungen, (c) Kontaktscherspannungen; Werte in Pa




Fuß der Wände. Der durchschnittliche Fehler in der Vor-hersage im Vergleich zu den experimentellen Versuchen beträgt in diesem Fall 20 %. Auf der Basis dieses Modells wurde eine detaillierte Parameterstudie durchgeführt. Da-raus ergibt sich, dass TRM-verstärktes Mauerwerk sehr effizient für schlanke Wände ist, für die Effekte zweiter Ordnung sehr kritisch sind.

4 Schlussfolgerungen

TRM hat sich als sehr wirksame Lösung zur Verstärkung von tragenden Mauerwerkwänden gegen Versagen in Ver-bindung mit Balstungen in der Wandebene gezeigt. Die Anwendung einer TRM-Verstärkung führt zu einer erheb-lichen Steigerung der Tragfähigkeit von Wänden. Der An-stieg in der Tragfähigkeit wächst mit der Festigkeit der Mörtelmatrix, der Zugfestigkeit der Textilien und der An-zahl der Lagen von Textilien im TRM.

and separation. Fictitious contact elements are also used to simulate diagonal cracking at the top or bottom ends of the walls. The average error in the prediction of the experimen-tal results is 20 % in this case. A detailed parametric anal-ysis was carried out based on this model. According to it, TRM strengthening is especially efficient in the case of slen-der walls, for which second order effects are most critical.

4 Conclusions

TRM has shown to be an efficient solution for the strength-ening of load bearing masonry walls against failures asso-ciated to in-plane loads. The application of TRM strength-ening may provide a substantial increase of the load bear-ing capacity of the walls. The gain in wall capacity increases with the strength of the mortar matrix, the tensile strength of the fibres and the number of grid layers provided to the TRM reinforcement.


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Authors − Autoren:Assit. Prof. Catherine (Corina) Papanicolaou, [email protected]. Thanasis C. Triantafillou, [email protected] Materials Laboratory, University of PatrasDepartment of Civil Engineering, Patras GR-26500, GREECE

Prof. Pere Roca FabregatUniversitat Politècnica de Catalunya, BarcelonaTechDepartment of Construction EngineeringCampus Diagonal Nord, Building C1. C. Jordi Girona, 1-3 08034 Barcelona



DOI: 10.1002/dama.201500646


Wolfgang Brameshuber

A proposal for the restructuring of the Eurocode EN 1996-1-1Ein Vorschlag zur Neustrukturierung des Eurocode EN 1996-1-1

In this article an attempt is made to simplify the application of EC 6 by a strict and clear division of the EC 6 into calculation, execution and materials. The calculation engineer does not, therefore, need to get involved with building materials specific parameters, which make it much more difficult to get a view over the variety of possible combinations. The introduction of classes in the characteristics that are relevant for building ma-terials means that the structural engineer specifies suitable quantities necessary for his task, the builder/product manufac-turer by suitable methods and choice of unit/mortar combina-tions achieves the required classes and, the product manufac-turer, in particular, should be entitled to have the possibility of the individual specification, e. g. as part of general appraisal certificates.

1 Introduction

The structure and content of the EC 6 – design, construc-tion and execution of masonry – have now, apart from var-ious minor modifications, become 10 years old. The EC 6 is the result certainly not always easy reachable agreements on the European level, since the traditions for this method of building in the individual countries are very different. Thus, for example, the partial coefficients of safety for the material in Germany are lower than in most European countries [1]. Masonry is intensively researched in Ger-many as far as the load carrying capacity is concerned. That is why the share of the normal bed joint has declined con-siderably in the past years in relation to the thin bed joint. This is due to improved values regarding the tolerance of units [2]. The number and quality of the investigations, for example, as part of the building inspection approvals have brought a big gain in knowledge so that better use of the building material is possible. The national Appendix for Germany states the regulations of the EC 6 in considerably more detail, which, due to the different unit materials, ap-pears to be necessary. In conclusion this greater precision justifies the more intense use of the building material.

The different masonry unit materials have, however, in relation to their compressive strength, very different ten-sile/compressive strengths in the longitudinal direction of the unit. While with solid units a reliable ratio can still be given, the hole formation and manufacturing processes in-fluence this relation to a considerable extent with cored units. With a bending and shear loading of masonry walls the tensile and compressive strengths of the block – besides

In diesem Beitrag wird der Versuch unternommen, durch eine strikte und klare Aufteilung des EC 6 in Bemessung, Ausführung und Baustoffe eine Vereinfachung der Anwendung des EC 6 zu er-reichen. Der bemessende Ingenieur muss sich so nicht mit bau-stoffspezifischen Kennwerten auseinandersetzen, die den Über-blick über die Vielfalt der möglichen Kombinationen durchaus er-schweren. Die Einführung von Klassen bei den baustoffrelevanten Kenngrößen bewirkt, dass der Bemessende geeignete, für seine Fragestellung erforderliche Größen festlegt, der Bauausführende/Produkthersteller durch geeignete Methoden und Wahl von Stein-/Mörtelkombinationen die geforderten Klassen erzielt, wo-bei insbesondere dem Produkthersteller durchaus auch die Mög-lichkeit der individuellen Festlegung, z. B. im Rahmen von allge-mein bauaufsichtlichen Zulassungen, zugestanden werden sollte.

1 Einleitung

Struktur und Inhalt des EC 6 – Bemessung, Konstruktion und Ausführung von Mauerwerk – sind bis auf diverse klei-nere Modifikationen inzwischen mehr als 10 Jahre alt. Der EC 6 ist das Ergebnis einer sicher nicht immer einfachen Einigung auf europäischer Ebene, da die Traditionen bei dieser Bauweise in den einzelnen Ländern extrem unter-schiedlich sind. So sind z. B. die Teilsicherheitsbeiwerte für das Material in Deutschland geringer als in den meisten europäischen Staaten [1]. Mauerwerk ist in Deutschland intensiv untersucht, was die Drucktragfähigkeit angeht. Daher hat sich auch der Anteil der Normalbettfuge in den vergangenen Jahren in Relation zur Dünnbettfuge erheb-lich verkleinert. Zurückzuführen ist dies auf die verbesser-ten Werte hinsichtlich der Toleranz bei den Steinen [2]. Anzahl und Qualität der Untersuchungen z. B. im Rahmen von bauaufsichtlichen Zulassungen haben den Erkenntnis-gewinn soweit vorwärts gebracht, dass eine höhere Ausnutzung der Baustoffe möglich wurde. Der nationale Anhang für Deutschland präzisiert die Regelungen des EC 6 erheblich, was aufgrund der unterschiedlichen Stein-materialien aber auch erforderlich erschien. Diese Präzisie-rung rechtfertigt schlussendlich die stärkere Ausnutzung der Baustoffe.

Die verschiedenen Mauersteinmaterialien haben je-doch in Relation zu ihrer Druckfestigkeit ganz unter-schiedliche Zug-/Druckfestigkeiten in Steinlängsrichtung. Während beim Vollstein ein seriöser Verhältniswert noch angegeben werden kann, beeinflussen Lochbild und Her-stellverfahren diese Relation in starker Form bei Lochstei-


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the adhesive shear strength – are critical for the load carry-ing capacity. In [3] there is a summary over the band width of the corresponding unit characteristics. With a bending stress vertical to the wall plane the bending strength of the unit or the adhesive shear strength between unit and mor-tar is critical. The bending tensile strength depends on the width of the units [4], but also substantially on the hole percentage and the hole pattern. In the past this material characteristic was described as an alternative only by means of the tensile strength in the unit longitudinal direc-tion, which is derived from the compressive strength in the unit height direction. This procedure cannot be scientifi-cally justified from a materials technology point of view.

In the EC 6 and the German national Appendix though, at present, relatively accurate formulae are given for the shear and bending carrying capacity for in-plane and out-of-plane loading. They are based on the previously given material characteristics. This coupling together of ma-terial characteristic and calculation values into one stand-ard leads to a considerable complication in the handling, since the structural engineer must operate with character-istics which are not of interest to him when designing. Due to the variety of materials and types of units the calculation standard is confusing and individual characteristics can hardly be put in, since this would also be a considerable modification to EC 6. Special cases such as reinforced ma-sonry cannot be designed economically taking into account the full performance when these material parameters are used. The decision of which stone manufacturing industry has realistic characteristics in order to make the best use of the material, and consequently considerably improved sus-tainability, is considerably hindered by the interconnection of material and calculation questions. Therefore, a first pro-posal for the disconnection of calculation, design, execu-tion and material aspects was prepared, which is put for-ward in this paper. It is a proposal which, in particular, in regard to the material characteristics, categories, etc. should only be considered as an example. The concept described here serves as a basis to start the discussion on the imple-mentation that is very much desired by the author.

2 Initial situation

Figure 1 shows relatively clearly in comparison to the situ-ation in reinforced concrete buildings (EC 2) that for his-torical reasons a consistent separation of design, execution and building product was not used for EC 6 – which was also the case with DIN 1053-1. The disadvantages have already been described. However, masonry is a conven-tional composite material, consisting of the product ma-sonry unit and the product mortar. Depending on the type of masonry construction the load carrying capacities are very different and, thus, so are the corresponding charac-teristic strengths. Examples are thin bed or normal bed joints, mortar filled perpend joint, water content of the mortar in connection with the different types of masonry units, just to mention a few important factors.

3 The chosen approach

If EC 6 is compared, for example, with EC 2, then it imme-diately becomes obvious that the definition of the compres-

nen. Bei einer Biege- und Scherbeanspruchung von Mauer-werkwänden sind die Zug- und Druckfestigkeiten der Steine – neben den Haftscherfestigkeiten – maßgebend für die Tragfähigkeit. In [3] ist eine Zusammenstellung über die Bandbreite der entsprechenden Steinkennwerte gege-ben. Bei einer Biegebeanspruchung senkrecht zur Wand-ebene wird die Biegezugfestigkeit der Steine bzw. die Haft-scherfestigkeit zwischen Stein und Mörtel maßgebend. Die Biegezugfestigkeit hängt von der Steinbreite ab [4], aber auch maßgeblich von Lochanteil und Lochbild. Bislang beschreibt man diesen Materialkennwert ersatzweise nur über die Zugfestigkeit in Steinlängsrichtung, die aus der Druckfestigkeit in Richtung Steinhöhe abgeleitet wird. Aus materialtechnologischer Sicht ist diese Vorgehensweise wissenschaftlich nicht zu begründen.

Im EC 6 und dem nationalen deutschen Anhang wer-den allerdings z. T. relativ genaue Formeln für die Scher- und Biegetragfähigkeit in Wandebene und senkrecht dazu angegeben. Sie greifen auf die zuvor aufgeführten Material-kennwerte zurück. Diese Kopplung zwischen Material-kennwert und Bemessungswert in einer Norm führt zu einer erheblichen Verkomplizierung in der Handhabung, da der Bemessende mit Kennwerten operieren muss, die ihn bei der Erstellung einer Statik nicht interessieren. Durch die Vielfalt der Materialien und Steinarten wird die Bemes-sungsnorm unübersichtlich, und individuellere Kennwerte lassen sich kaum einbringen, da dies auch eine erhebliche Änderung des EC 6 bewirken würde. Sonderfälle wie be-wehrtes Mauerwerk sind daher in ihrer vollen Leistungsfä-higkeit auf der Basis der bisher festgelegten Materialkenn-werte wirtschaftlich nicht abzubilden. Die Entscheidung der jeweiligen Stein herstellenden Industrie hin zu realisti-schen Kennwerten mit dem Hintergrund der optimierten Materialausnutzung und damit erheblich verbesserten Nachhaltigkeit wird durch die Verflechtung von Material- und Bemessungsfragen erheblich behindert. Daher wurde ein erster Vorschlag zur Entflechtung von Bemessungs-, Konstruktions-, Ausführungs- und Materialaspekten erar-beitet, der in diesem Beitrag vorgestellt wird. Es handelt sich dabei um einen Vorschlag, der insbesondere in Bezug auf die Materialkennwerte, Klasseneinteilungen etc. nur als beispielhaft verstanden werden darf. Das hier beschrie-bene Konzept dient als Grundlage für die vom Verfasser ausdrücklich gewünschte Diskussion zur Umsetzung.

2 Ausgangssituation

Bild 1 zeigt im Vergleich zur Situation im Stahlbetonbau (EC 2) relativ deutlich, dass der EC 6 aus der Historie heraus – auch bei DIN 1053-1 war dies schon so – eine konsequente Trennung von Bemessung, Ausführung und Bauprodukt nicht vorgenommen hat. Die Nachteile wur-den zuvor bereits beschrieben. Nun handelt es sich bei Mauerwerk um einen klassischen Verbundwerkstoff, be-stehend aus dem Produkt Mauerstein und dem Produkt Mörtel. Je nach Art des Mauerwerkaufbaus ergeben sich sehr unterschiedliche Tragfähigkeiten, also entsprechende charakteristische Festigkeiten. Beispiele sind Dünnbett- oder Normalbettfuge, Stoßfugenvermörtelung, Wasser-haushalt des Mörtels in Verbindung mit den unterschied-lichen Mauersteinen, um nur einige wichtige Faktoren aufzuführen.


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3 Der gewählte Ansatz

Vergleicht man den EC 6 mit z. B. dem EC 2, dann fällt unmittelbar auf, dass die Definition der Druckfestigkeit beim EC 2 über eine Klasseneinteilung erfolgt. Die sehr feine Einteilung ist letztendlich der Einigung auf europäi-scher Ebene geschuldet. Sicher etwas unglücklich und verkomplizierend sind die Bezugnahmen auf die Zylinder- und Würfeldruckfestigkeit. Der Statiker kann sich nun die für seine Belange erforderliche charakteristische Festig-keit auswählen, über die sowohl die Bemessungsfestigkeit (Dauerstandfaktor, Materialteilsicherheitsbeiwert) als auch die streuende mittlere Festigkeit im Bauwerk eindeu-tig definiert sind. Wie diese Festigkeit zustande kommt, ist in der zu EC 2 gehörigen Materialnorm EN 206 mit dem nationalen Anhang DIN 1045-2 geregelt. Vorteil dieser Vorgehensweise ist, dass die Bemessungsnorm von Mate-rialfragen vollständig entlastet wird. Die Ausgangsstoffe für Beton sind in den entsprechenden Produktnormen geregelt (z. B. EN 197, EN 12620, EN 450). Die Norm, die diese Produkte zusammenführt, ist die EN 206. Hier werden die Regeln aufgestellt, wie mit den genormten Produkten Zement, Gesteinskörnung, Zusatzstoffe und Wasser ein Produkt „Beton“ mit entsprechenden Eigen-schaften hergestellt wird. Beim Mauerwerk vermisst man genau diese „EN 206“. Es gibt die Produkt- und Anwen-dungsnormen für die Mauersteine und den Mörtel, aber was durch Zusammenführung der Materialien wird, regelt direkt der EC 6 mit dem nationalen Anhang. Es besteht also Bedarf, eine „Zwischennorm“ einzuführen, um die Herleitung charakteristischer Festigkeiten an der richti-gen Stelle zu regeln. Diese Norm wird in diesem Beitrag mit ENXXX bezeichnet, der dazugehörige nationale An-hang ENXXX/NA. Die bisherigen Ausführungen bezogen sich zunächst auf die Druckfestigkeiten. Da nun Mauer-werk auch biege- und schubbeansprucht wird, sind auch für derartige Kenngrößen entsprechende Klassen im EC 6 einzuführen, die Berechnung dieser charakteristischen Festigkeitswerte geschieht dann analog in ENXXX und ENXXX/NA.

4 Vorgehensweise

Bilder 2 und 3 zeigen Ausschnitte aus dem derzeitigen nationalen deutschen Anhang zum EC 6. Es handelt sich dabei um die Berechnung der Schubfestigkeit aus den Kenngrößen Haftscherfestigkeit und Steinzugfestigkeit als Beispiele. Zur Vereinfachung werden nun die Tabel-len für die Haftscherfestigkeiten (hier nicht gezeigt) und Berechnungen der Steinzugfestigkeiten aus den Stein-druckfestigkeiten (eine bei der heutigen Anisotropie der Steine ohnehin sehr fragwürdige Vorgehensweise) ent-fernt und in die ENXXX/NA übernommen. Übrig blei-ben, wie hier gezeigt, nur noch Steinzugfestigkeitsklas-sen. In einem weiteren, hier noch nicht vorgenommenen Schritt, kann man auch noch die Berechnungen von Schubfestigkeiten aus diesen Kenngrößen in die ENXXX verschieben, und die Tabellen mit Haftscherfestigkeits- und Steinzugfestigkeitsklassen werden durch Schubfes-tigkeitsklassen ersetzt. Die angestoßene Diskussion wird letztendlich zeigen, welche Stufe der Klasseneinteilung sinnvoll zu wählen ist.

sive strength of EC 2 is done by division into classes. The very fine classification is, at the end of the day, the result of agreement on the European level. Certainly the references to the cylindrical and cubic compressive strength are rather unfortunate and make things more complicated. The structural engineer can now choose the necessary characteristic strength for his interests, over which both the calculation strength (factor for sustained loads and ma-terial partial safety factor) and the scattered average strength in the building are clearly defined. How this strength comes about, is laid down in the material stand-ard EN 206 which belongs to EC 2 together with the na-tional Appendix DIN 1045-2. The advantage of this proce-dure is that the calculation standard is completely free of material items. The initial materials for concrete are laid down in the corresponding product standards (e. g. EN 197, EN 12620 and EN 450). The standard which brings to-gether these products is EN 206. Here the rules are laid down as to how, with the standardised products cement, aggregate, additives and water, a product called ‘concrete’ can be made with corresponding properties. With masonry there is no ‘EN 206’. There are product and application standards for the masonry units and the mortar, but what can be achieved by putting the materials together is laid down directly by EC 6 with the national Appendix. There is, thus, a need to bring in an ‘Intermediate standard’ in order to control the derivation of characteristic strengths at the right place. This standard has the designation EN XXX and the associated national Appendix EN XXX/NA in this article. The previous explanations were initially based on the compressive strengths. Since masonry is now also loaded with bending and shear stresses corresponding classes need to be introduced in EC 6 for these types of parameters, the calculation of these characteristic strength values is done similarly in ENXXX and ENXXX/NA.

4 Procedure

Figures 2 and 3 show sections from the current German National Appendix to EC 6. This is about the calculation of the shear strength from the parameters adhesive shear stress and unit tensile strength as examples. To simplify the tables are now for the adhesive shear strength (here not shown) and calculations of the unit tensile strengths are

Fig. 1. Comparison of the concept of EC 2 and EC 6Bild 1. Vergleich des Konzepts von EC 2 und EC 6

design

product

execution

test




Fig. 2. Calculation of the characteristic shear strength according to EC 6/NABild 2. Berechnung der charakteristischen Schubfestigkeit nach EC 6/NA

DIN EN 1996-1-1/NA:2012-05

NCI re 3.6.2 ‘Characteristic shear strength of masonry’

The following shall be added to paragraph (1):

‘The test results are those obtained by determining fvlt in accordance with this document’.

NPD re 3.6.2 (3) ‘Characteristic shear strength of masonry’

a) The characteristic shear strength fvk may also be determined by calculating the limit value in accordance to b) and c).b) The limiting value fvlt for masonry with filled perpend joints in the case of in-plane shear where joint failure occurs

is obtained by:

Equation NA.4

And where tensile failure in the units occurs

Equation NA.5

In the case of masonry made of high-precision autoclaved aerated concrete units with smooth surfaces and filled per-pend joints, the value obtained by means of expression NA.5 may be increased by a factor of 1.2.

In the above expressions:

fvko is the shear strength in accordance with table NA.11;σDd is the associated design compressive stress at the point of maximum shear stress. The expression σDd = Ned/A

applies to rectangular cross-sections, A being the compressed cross-section; the minimum action Ned = 1.0 NGk generally applies;

fbt,cal is the calculated unit tensile strength as specified in Table NA.11x for filled perpend joints 1.0x for unfilled perpend joints 0.5




5 Mauerwerkdruckfestigkeitsklassen

Im EC 6 sollen nun nur noch Mauerwerkdruckfestigkeits-klassen aufgeführt werden. Damit ist es für den bemessen-den Ingenieur wesentlich einfacher, den entsprechenden statischen Nachweis zu führen. Der Vergleich zwischen Bemessungsfestigkeit, d. h. die Berücksichtigung von Dau-erstandbeiwert und Teilsicherheitsbeiwert für das Material, mit den Spannungen aus den einwirkenden Kräften ist da-mit unabhängig vom gewählten Wandmaterial. In Tabelle 1 sind die charakteristischen Druckfestigkeiten in Form von Klassen aufgeführt. Bei niedrigen Festigkeitsklassen wurde eine deutlich feinere Abstufung vorgenommen im Ver-gleich zu den mittleren und höheren Festigkeitsklassen.

Da nun parallel zur Verschiebung von Teilen des EC 6, die baustoffbezogen sind, in die ENXXX und ENXXX/NA auch die ausführungsrelevanten Themen in den EC 6-2 und den EC 6-2/NA erfolgte, konnte der Um-fang des EC 6 um mehr als ein Drittel reduziert werden. Unter Berücksichtigung weiterer redaktioneller Kürzun-gen wäre somit eine Halbierung des Umfangs möglich – ohne Qualitätsverlust.

now removed from the unit compressive strengths (a very doubtful procedure with the current anisotropy of the unit anyway) and put into the ENXXX/NA. Only unit strength classes, as shown here, are left over. In a further step that has not yet been taken here, the calculations of shear strengths can also be moved from these parameters into the ENXXX and the tables with adhesive shear strength and stone tensile strength classes are replaced by shear strength classes. The associated discussion will then show, which steps of classification should be chosen.

5 Masonry strength classes

Only masonry compressive strength classes should now be put in the EC 6. Consequently for the structural engineer it is considerably easier to carry out the corresponding static calculation. The comparison between calculated strength, that is to say the consideration of the sustained load coefficient and the partial safety factor for the mate-rial with the stresses from the forces involved is thus inde-pendent of the wall material chosen. Table 1 gives the char-acteristic compressive strengths of various classes. A signif-

a) fk ≤ 2.0 N/mm2

Class / Klasse MA 1.2 MA 1.4 MA 1.6 MA 1.8 MA 2.0

fk [N/mm²] 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0

b) fk ≤ 5 N/mm2

Class / Klasse MA 2.5 MA 3.0 MA 3.5 MA 4.0 MA 4.5 MA 5.0

fk [N/mm2] 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0

c) fk ≤ 10 N/mm2

Class / Klasse MA 6.0 MA 7.0 MA 8.0 MA 9.0 MA 10.0

fk [N/mm2] 6.0 7.0 8.0 9.0 10.0

d) fk >10 N/mm2

Class / Klasse MA 12 MA 14 MA 16 MA 18 MA 20

fk [N/mm2] 12.0 14.0 16.0 18.0 20.0

Table 1. Proposal for compression strength classes for masonryTabelle 1. Vorschlag für Druckfestigkeitsklassen für Mauerwerk

Fig. 3. Unit tensile strength classes for the calculation of the shear strength and bending tensile strength with unit tensile failureBild 3. Steinzugfestigkeitsklassen für die Berechnung der Schubfestigkeit und Biegezugfestigkeit bei Steinzugversagen

Table NA 11: Class division of the calculated stone tensile strength




6 ENXXX − Norm für die Herleitung charakteristischer Werte6.1 Steingruppen

Da es nun nur noch Klassen für charakteristische Werte im EC 6 geben sollte, dienen ENXXX und ENXXX/NA der Ermittlung der charakteristischen Werte zur Einstufung in diese Klassen. Im Rahmen des Versuches, europäisch zu einer Vereinheitlichung zu kommen, hatte man im EC 6 von Beginn an versucht, über Steingruppen – derzeit sind es die Gruppen I bis IV – sämtliche in Europa vorkommen-den Normensteine gemäß der EN 771-er – Reihe die Er-mittlung einer Zuordnung über Lochanteil, Lochbild und Stegdickensummen etc. zu ermöglichen. Dies drückt sich aus in der derzeitigen Tabelle 3.1 des EC 6. Schon allein der Aspekt, dass eine Gruppe mit sehr geringem Lochan-teil fehlt, zeigt, dass der Versuch sehr unvollkommen ist. Auch die Berücksichtigung unterschiedlicher Steinmateri-alien und damit materialabhängiger charakteristischer Werte erfolgt nicht. Dies hat in Deutschland dazu geführt, die Tabelle 3.1 des EC 6 vollständig zu ignorieren und neue Tabellen mit sehr feiner Einteilung im EC 6/NA auf-zunehmen, eine Variante, die bei der nächsten Überarbei-tung des EC 6/NA zu erheblichen Schwierigkeiten wegen der europäischen Rechtsprechung in Bezug auf die Rege-lung, dass Ergänzungen in nationalen Anhängen den Re-geln harmonisierter Normen nicht entgegenstehen dürfen, führen wird. Daher macht die Ausarbeitung materialabhän-giger Zuordnungstabellen für die verschiedenen Steinarten Sinn. Die Einbindung der Tabellen muss dann in ENXXX und ENXXX/NA erfolgen. Um hier mögliche Konflikte zwischen den einzelnen Steinarten zu vermeiden, wurde in diesem ersten Schritt für Ziegel, Beton- und Leichtbeton-stein, Naturstein, Kalksandstein und Porenbeton eine mög-liche Einteilung getrennt vorgenommen. Die Tabellen 2 bis 6 geben dazu einen ersten Eindruck. Inwiefern die aufge-führten Parameter alle korrekt sind und sämtliche Mög-lichkeiten abdecken, muss nun im nächsten Schritt über-prüft werden. Prinzipiell sind natürlich andere Geometrie-parameter oder auch die Einführung weiterer Gruppen denkbar und notwendig. Hier ist nun sicher auch die Steine produzierende Industrie gefragt, Vorschläge zu unterbrei-ten.

6.2 Ermittlung der charakteristischen Mauerwerk-druckfestigkeit

Auf der Basis der o. a. Tabellen für die Steingruppierungen lassen sich nun analog zur jetzigen Vorgehensweise gemäß EC 6/NA die Faktoren zur Berechnung der charakteristi-schen Druckfestigkeiten K, α, β ermitteln. Eine Zuordnung zu den Festigkeitsklassen des EC 6 wäre dann direkt mög-lich. Dieser Schritt wurde unter Berücksichtigung der Ein-gruppierung gemäß derzeitigem EC 6/NA bereits einmal vollzogen, indem die Datenbank des ibac zu Druckfestig-keitsergebnissen entsprechend ausgewertet wurde [2]. Die neuen Steingruppierungen, wie sie hier als Entwurf darge-stellt wurden, bedürfen einer angepassten Auswertung der vorliegenden Daten. Ein solcher Schritt macht erst Sinn nach Beschluss über die Steingruppen, der europäisch er-folgen müsste. Die entsprechenden Faktoren in Abhängig-keit der Steingruppen würden dann in ENXXX und ENXXX/NA aufgenommen.

icantly finer graduation was used for the lower strength classes compared with the middle and higher strength classes, respectively.

Since now parallel to the displacement of parts of the EC 6, which are concerned with building materials into the ENXXX and ENXXX/NA the subjects relevant to the ex-ecution are also to be moved into the EC 6-2 and the EC 6-2/NA, the size of the EC 6 could be reduced by more than a third. By taking on board other editing short cuts it is consequently possible to reduce the volume to half the original amount - without a loss of quality.

6 ENXXX − Standard for the derivation of characteristic values6.1 Unit categories

Since it is now intended to give only classes for characteris-tic values in EC 6, ENXXX and ENXXX/NA serve the de-termination of the characteristic values for the classification in these classes. As part of the attempt to produce a Euro-pean standard, efforts have been made in EC 6 from the start – to divide all standard units that occur in Europe – at present into Groups I to IV – as specified in the EN 771 series to enable the determination of a classification of hole proportion, hole shape and web thickness sum. This is shown in the current Table 3.1 of EC 6. It is true that just the aspect, that one group with a very small hole propor-tion is missing, shows that the procedure is very incom-plete. Also the consideration of different unit materials and consequently material dependent characteristic values do not occur. The result of this was that in Germany, Table 3.1 of EC 6 was completely ignored and new tables with very fine graduations put into EC 6/NA, a variant which in the next revision of EC 6/NA will lead to serious difficulties because of the European precedents in relation to the reg-ulation that supplements in the national Appendices are not allowed to contradict the rules of harmonised stand-ards. Therefore, it makes sense to prepare tables which classify the different types of units. The tables must then be included in ENXXX and ENXXX/NA. In order to avoid possible conflicts between different types of units in this first step for clay units, concrete and light-weight concrete units, natural stone, calcium silicate and autoclaved aer-ated concrete. Tables 2 to 6 give the first impressions of this. To what extent the parameters mentioned are all cor-rect and cover all possibilities, must now be checked in the next step. In principle, of course, other geometrical param-eters need to be considered or other groups need to be included. For this, the producing industry needs to be asked, to put forward suggestions.

6.2 Determination of the characteristic masonry compressive strength

On the basis of the Tables mentioned above for the unit groups, the factors for the calculation of the characteristic compressive strengths K, α, β can be determined similarly to the current procedure as specified in EC 6/NA. A clas-sification for the strength classes of EC 6 would then be directly possible. This step has already been done once, bearing in mind the grouping specified in the current EC 6/NA. In this the data bank of the ibac [Institute for Building Research of the RWTH Aachen University] was




Nachteil dieser Vorgehensweise ist, dass die Eingrup-pierung über diese Auswertung in Druckfestigkeitsklassen zu einer etwas ungünstigeren Ausnutzung des Mauer-werks führt. Bislang wurde die charakteristische Druck-festigkeit durch Multiplikation des Mittelwerts mit dem Faktor 0,8 ermittelt. Es hat sich gezeigt, dass eine rein statistisch basierte Auswertung wegen der modellbasier-ten Bandbreiten keine sinnvollen Ergebnisse liefert. Mit dem Faktor 0,8 konnte sichergestellt werden, dass in je-dem Fall mindestens 95 % der Werte über dem charakte-ristischen Wert liegen, meist sogar noch mehr. Ausglei-chend könnte sein, dass man den Faktor so wählt, dass dieses 95 %-Quantil immer einzuhalten ist. In diversen Fällen kommt es dann zu einem Wert größer 0,8. Alterna-tiv müssten auch bei höheren Festigkeitsklassen sehr feine Einteilungen vorgenommen werden, was vor dem Hinter-grund eines robusten Mauerwerks eher kontraproduktiv wäre.

correspondingly assessed for the compressive strength re-sults [2]. The new categories that were shown here as a draft, require an adjusted assessment of the available data. Such a step only makes sense after the decision on the categories which must be done on the European level. The corresponding factors for the categories would then be put into ENXXX and ENXXX/NA.

The disadvantage of this procedure is that the group-ing on this assessment in compressive strength classes leads to a somewhat less favourable use of the masonry. In the past the characteristic compressive strength was deter-mined by multiplication of the average with the factor 0.8. It has been shown that a pure statistically based assess-ment does not produce a meaningful result because of the model based scattering. With the factor of 0.8 it can be ensured that in every case at least 95 % of the values lie above the characteristic value, generally even more. An-other way is to choose the factor in such a way that this

Table 2. Unit categories for clay unitsTabelle 2. Steingruppeneinteilung für Ziegel

Material / Material

Clay units / Ziegel

Property / Eigenschaft

Group 1 / Gruppe 1

Group 2 / Gruppe 2

Group 3 / Gruppe 3

Group 4 / Gruppe 4

Group 5 / Gruppe 5 Group 6 / Gruppe 6

Horizontal hole per-centage / Horizon-taler Lochanteil

Total hole percen-tage [% of the total volume] /Gesamtlochanteil [% des Brutto-volumens]

≤ 15 > 15; ≤ 25 > 25; ≤ 50 > 50; ≤ 70 > 45; ≤ 70 > 25; ≤ 70

Individual hole percentage [% of the total volume] / Einzellochanteil [% des Brutto-volumens]

≤ 12.5 ≤ 12.5

Each of the nu-merous holes ≤ 2; handle holes altogether ≤ 12.5 /jedes der Mehr - fach löcher ≤ 2; Grifflöcher insge-samt ≤ 12,5

Each of the nu-merous holes ≤ 2; handle holes alto-gether ≤ 12.5 /jedes der Mehrfach-löcher ≤ 2; Grifflöcher insge-samt ≤ 12,5

Each of the nume-rous holes > 2; ≤ 6 /jedes der Mehrfach-löcher > 2; ≤ 6

Each of the nu-merous holes ≤ 30 /jedes der Mehrfach-löcher ≤ 30

Declared value of the external and internal web thick-ness [mm] / deklarierter Wert der Außen- und Innensteg dicke [mm]

n. d. /k. A.

n. d. / k. A.

Internal web / Innen-

steg

External web /

Außen-steg


steg

External web /

Außen-steg


steg

External web /

Außen-steg


steg

External web /

Außen-steg

≥ 5 ≥ 8 ≥ 3 ≥ 6 ≥ 3 ≥ 4 ≥ 5 ≥ 6

Declared value of the sum of the thickness of the external and inter-nal webs [% of the total width]deklarierter Wert der Summe der Dicken der Außen- und Innenstege [% der Gesamt-breite]

n. d. /k. A.

n. d. /k. A.

≥ 16 ≥ 12 ≥ 25 ≥ 12




Table 3. Unit categories for concrete and light-weight concreteTabelle 3. Steingruppeneinteilung für Beton und Leichtbeton

Material / Material

Concrete – light-weight concrete / Beton – Leichtbeton

Property / Eigenschaft

Group 1 / Gruppe 1

Group 2 / Gruppe 2

Group 3 / Gruppe 3

Group 4 / Gruppe 4

Group 5 / Gruppe 5 Group 6 / Gruppe 6

Horizontal hole per-centage / Horizon-taler Lochanteil

Total hole percen-tage [% of the total volume] /Gesamtlochanteil [% des Brutto-volumens]

≤ 15(≤ 10)*) > 15; ≤ 25 > 25; ≤ 60 > 35; ≤ 70

Depending on further hole

pattern / je nach weiteren

Lochbildern

> 25; ≤ 50

Individual hole percentage [% of the total volume] / Einzellochanteil [% des Brutto-volumens]

– ≤ 12.5

Each of the nu-merous holes ≤ 30; Handle holes total ≤ 30 /jedes der Mehr - fach löcher ≤ 30; Grifflöcher insge-samt ≤ 30

Each of the nu-merous holes ≤ 30; Handle holes total ≤ 30 /jedes der Mehrfach-löcher ≤ 30; Grifflöcher insge-samt ≤ 30

Each of the nu-merous holes ≤ 25 /jedes der Mehrfach-löcher ≤ 25

Declared value of the external and internal web thick-ness [mm] / deklarierter Wert der Außen- und Innensteg dicke [mm]

n. d. /k. A.

n. d. / k. A.


steg


steg


steg

External web /

Außen-steg


steg

External web /

Außen-steg

≥ 15 ≥ 18 ≥ 15 ≥ 15 ≥ 20 ≥ 20

Declared value of the sum of the thickness of the external and inter-nal webs [% of the total width]deklarierter Wert der Summe der Dicken der Außen- und Innenstege [% der Gesamt-breite]

n. d. /k. A.

n. d. /k. A.

≥ 18 ≥ 15 ≥ 45

*) for units with slits / *) für Steine mit Schlitzen

Table 4. Unit categories for natural stoneTabelle 4. Steingruppeneinteilung für Naturstein

Material / Material Natural stone / Naturstein

Property / Eigenschaft Group 1 / Gruppe 1

Total hole percentage [% of the total volume] / Gesamtlochanteil [% des Bruttovolumens]

≤ 15

Individual hole percentage [% of the total volume] / Einzellochanteil [% des Bruttovolumens]

≤ 12.5

Declared value of the external and internal web thickness [mm] / deklarierter Wert der Außen- und Innenstegdicke [mm]

n. d. / k. A.

Declared value of the sum of the thickness of the external and internal webs [% of the total width] / deklarierter Wert der Summe der Dicken der Außen- und Innenstege [% der Gesamtbreite]

n. d. / k. A.




6.3 Haftscherfestigkeiten und Steinzugfestigkeiten

Die Einführung von Schubfestigkeitsklassen im EC 6 ohne weitere Berechnung – wie oben beschrieben – würde einen Rechenalgorithmus nach sich ziehen, der in ENXXX zu verankern wäre. So müssten dann, auf der Basis der For-meln des EC 6/NA, Werte für die Haftscherfestigkeit und Steinzugfestigkeit angegeben werden. In einem ersten Vor-schlag werden die derzeitigen Haftscherfestigkeiten gemäß EC 6/NA als Klassen vorgeschlagen. Die Einteilung ent-spricht den derzeitigen Vorgaben, die sich aus den Anfor-derungen aus den Mörtelgruppen ergeben. Dabei handelt es sich, wie allgemein bekannt, nicht um im Mauerwerk realisierbare Haftscherfestigkeiten, sondern um Anforde-rungswerte an den Mörtel. Tabelle 7 stellt den Stand der derzeitigen Normung in Deutschland zusammen.

Ein sicher zunächst eher ungewohnter Schritt ist die individuelle Ausgestaltung der charakteristischen Haft-scherfestigkeiten auf der Basis der bislang veröffentlichten Werte, z. B. [2] in Abhängigkeit von Steinart und Lochbild. In Anbetracht der Tatsache, dass die Lastannahmen bei Schub- und Biegezugbeanspruchung zu Anforderungen an den Werkstoffwiderstand führen, die eine Überschreitung

95 % quantile is always maintained. In some cases this may result in a value greater than 0.8. Alternatively very fine divisions must also be used with higher strength classes, which would be rather counter productive against the background of a robust masonry.

6.3 Adhesive shear strength and unit tensile strength

The introduction of shear strength classes in EC 6 without further calculation – as described above – would involve a calculation algorithm, which would be anchored in the ENXXX. Therefore, on the basis of the formulae in the EC 6/NA, values would have to be given for the adhesive shear strength and unit tensile strength. In a first proposal the current adhesive shear strengths as specified in EC 6/NA are proposed as classes. The division corresponds to the current default settings which come from the requirements of the mortar groups. This is a question, as generally recog-nised, not of adhesive shear strengths achievable in the ma-sonry, but of values required for the mortar. Table 7 summa-rises the state of the current standardisation in Germany.

A step that is certainly at present rather unusual is the individual form of the characteristic adhesive shear

Table 5. Unit categories for calcium silicate unitsTabelle 5. Steingruppeneinteilung für Kalksandstein

Material / Material Calcium silicate unit / Kalksandstein

Property / EigenschaftGroup 1 / Gruppe 1

Group 2 / Gruppe 2

Group 3 / Gruppe 3

Group 4 / Gruppe 4


≤ 1.2 ≤ 15 > 15; ≤ 25 > 25; ≤ 55

Single hole percentage [% of the total volume] / Einzellochanteil [% des Bruttovolumens]

≤ 0.6 ≤ 15 ≤ 12.5

Each of the numerous holes ≤ 15; Handle holes in total ≤ 30 /

jedes der Mehrfachlöcher ≤ 15; Griffl öcher insgesamt ≤ 30

Declared value of the external and internal web thickness [mm] / Deklarierter Wert der Außen- und Innenstegdicke [mm]

n. d. / k. A. n. d. / k. A. n. d. / k. A.

Internal web / Innensteg

External web / Außensteg

≥ 5 ≥ 10

Declared value of the sum of the thickness of the external and internal webs [% of the total width] / Deklarierter Wert der Summe der Dicken der Außen- und Innenstege [% der Gesamtbreite]

n. d. / k. A. n. d. / k. A. n. d. / k. A. ≥ 20

Table 6. Unit categories for autoclaved aerated concreteTabelle 6. Steingruppeneinteilung für Porenbeton

Material / MaterialAutoclaved aerated concrete /

Porenbeton

Property / Eigenschaft Group 1 / Gruppe 1


≤ 15

Single hole percentage [% of the total volume] / Einzellochanteil [% des Bruttovolumens]

≤ 12.5

Declared value of the external and internal web thickness [mm] / deklarierter Wert der Außen- und Innenstegdicke [mm]

n. d. / k. A.

Declared value of the sum of the thickness of the external and internal webs [% of the total width] / deklarierter Wert der Summe der Dicken der Außen- und Innenstege [% der Gesamtbreite]

n. d. / k. A.




strengths on the basis of the previous published values e. g. [2] depending on the types of unit and hole pattern. Con-sidering the fact that the load assumptions for shear and bending tensile loading lead to requirements on the mate-rial resistance, which cause an exceeding of permissible ad-hesive shear strengths, the masonry material can be helped by the fact that individual values are allowed. Therefore, as is well known, the adhesive shear strength with light-weight concrete and thin bed mortar is generally higher by a factor of 2 than the current required value which is pro-duced by the test on reference calcium clay units. But also mortars can be provided for calcium clay units, which have average shear strengths of more than 1 N/mm2. For se-lected types of units the cost of a test of the adhesive shear strength can be worth paying if consequently higher bend-ing and shear strengths can be achieved. Table 8 supplies a corresponding basis. It would also be conceivable that the individual test could be part of a building approval and the declaration of safe characteristic values.

The same applies in exactly the same way to the unit tensile strength. The basis for the calculation of the unit tensile strengths are the formulae which are already given in DIN 1053-1 and with the extension for the autoclaved concrete also in EC 6/NA. Analogous to the adhesive shear strengths the unit tensile strengths can now be deter-mined from the unit compressive strengths. The classifica-tions determined in this way are extremely conservative. One reason for this is that the determination of the unit tensile strength is based on a characteristic value for which, for example, very anisotropic masonry blocks can only de-pict a lower limit, which may not reflect the reality. Depend-ing on the anisotropy the ratio of unit compression / unit longitudinal tensile strength is completely different. In many cases the two characteristics are not related. In the recog-

zulässiger Haftscherfestigkeiten bewirken, kann dem Bau-stoff Mauerwerk dadurch geholfen werden, dass individu-elle Werte zugelassen werden. So ist bekanntermaßen die Haftscherfestigkeit bei Leichtbeton und Dünnbettmörtel meist um einen Faktor 2 höher als der derzeitige Anforde-rungswert, der sich aus der Prüfung am Kalksandreferenz-stein ergibt. Aber auch für Kalksandsteine können Mörtel zur Verfügung gestellt werden, die mittlere Haftscherfestig-keiten von über 1 N/mm2 ermöglichen. Für ausgewählte Steintypen dürfte sich somit der Aufwand einer Prüfung der Haftscherfestigkeit lohnen, wenn damit höhere Biege- und Schubtragfähigkeiten realisiert werden können. Tabelle 8 liefert hierzu eine entsprechende Grundlage. Denkbar wäre auch die individuelle Prüfung im Rahmen einer bauauf-sichtlichen Zulassung und die Deklaration abgesicherter charakteristischer Werte.

Durchaus ähnlich verhält es sich mit den Steinzugfes-tigkeiten. Grundlage für die Berechnung der Steinzugfes-tigkeiten sind die Formeln, wie sie bereits in DIN 1053-1 und mit Erweiterung für Porenbeton auch in EC 6/NA aufgeführt sind. Analog zu den Haftscherfestigkeiten sind die Steinzugfestigkeiten nun aus den Steindruckfestigkei-ten zu ermitteln. Die so ermittelten Einstufungen sind extrem konservativ. Dies liegt unter anderem daran, dass der Ermittlung der Steinzugfestigkeit ein Kennwert zu-grunde gelegt wird, der bei z. B. stark anisotropen Mauer-steinen nur einen unteren Grenzwert abbilden kann, ohne dass dies die Realität widerspiegelt. Je nach Aniso-tropie ist das Verhältnis Steindruck-/Steinlängszugfestig-keit völlig unterschiedlich. In vielen Fällen haben die bei-den Kenngrößen nichts miteinander zu tun. Bei Ansatz weniger konservativer Werte bleiben nur die Messung der Steinlängszugfestigkeit und die Herleitung eines geeigne-ten charakteristischen Wertes. Daher wird vorgeschlagen,

Table 7. Adhesive shear strength classes according to EC 6/NATabelle 7. Haftscherfestigkeitsklassen nach EC 6/NA

fvko [N/mm2] 0.08 0.18 0.22 0.26

Table 8. First approach for unit and mortar dependent adhesive shear strengthTabelle 8. Erster Ansatz für stein- und mörtelabhängige Haftscherfestigkeiten

Type of unit / Steinart fvk0 [N/mm2]

Normal masonry mortar with a strength fm [N/mm2] /

Normalmauermörtel mit einer Festigkeit fm [N/mm2]

Thin bed mortar (bed joint thickness 1 mm to 3 mm) /

Dünnbettmörtel (Lagerfugen-dicke 1 mm bis 3 mm)

Light-weight masonry mortar /

Leichtmauermörtel

2.5 5 10 20

Clay unit / Ziegel 0.12 0.27 0.33 0.39 0.33 0.27

Calcium silicate unit / Kalksandstein 0.08 0.18 0.22 0.26 0.22 0.18

Concrete / light-weight concrete / Beton/Leichtbeton

0.16 0.36 0.44 0.52 0.44 0.36

Autoclaved aerated concrete / Porenbeton

0.08 0.18 0.22 0.26 0.22 0.18

Natural stone / Naturstein 0.08 0.18 0.22 0.26 0.22 0.18

Table 9. Unit longitudinal tensile strength classesTabelle 9. Steinlängszugfestigkeitsklassen

fbt,cal [N/mm2] 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25

0.30 0.40 0.50 1.0 1.5 2.0 2.5




in EC 6 lediglich Steinzugfestigkeitsklassen vorzusehen (s. Tabelle 9).

Auch bei den Steinlängszugfestigkeiten könnte die in-dividuelle Prüfung an ausgewählten Steinen helfen, die Zug-tragfähigkeit und damit im Fall von Steinlängszugversagen die Biege- und Schubtragfähigkeit zu verbessern. Die Vorge-hensweise wäre dann analog zu den Haftscherfestigkeiten.

7 Fazit

Durch eine strikte und klare Aufteilung des EC 6 in Bemes-sung, Ausführung und Baustoffe kann eine Vereinfachung der Anwendung des EC 6 erreicht werden. Der bemes-sende Ingenieur muss sich so nicht mit baustoffspezifi-schen Kennwerten auseinandersetzen, die den Überblick über die Vielfalt der möglichen Kombinationen durchaus erschweren. Die Einführung von Klassen bei den bau-stoffrelevanten Kenngrößen bewirkt, dass der Bemessende geeignete, für seine Fragestellung erforderliche Größen festlegt, der Bauausführende/Produkthersteller durch ge-eignete Methoden und Wahl von Stein-/Mörtelkombina-tionen die geforderten Klassen erzielt, wobei insbesondere dem Produkthersteller durchaus auch die Möglichkeit der individuellen Festlegung, z. B. im Rahmen von allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassungen, zugestanden werden sollte.

Folgende Gesichtspunkte sind dabei natürlich in Be-tracht zu ziehen, wenn man sich mit dem Vorschlag dieses Beitrags ernsthaft auseinandersetzen will: – Neben den statischen Anforderungen hat das Mauerwerk

auch noch Kriterien an den Schall- und Wärmeschutz zu erfüllen. Damit ist ein Dialog zwischen Architekt, Stati-ker und Bauausführendem zwingend erforderlich. Das richtige Konzept zu finden, bedarf der Kommunikation. Durch die strikte Aufteilung in Bemessung, Ausführung und Baustoffe könnte man geneigt sein, zu behaupten, dass dies so nicht funktionieren kann. Dabei sollte man bedenken, dass dies heute bei Anwendung von DIN 1053-1 nicht anders ist. Der Statiker rechnet zunächst die sich ergebende Belastung des Mauerwerks aus, Architekt und Baufirma wählen dann die zur Erfüllung der sich aus den Gebäudeklassen ergebenden Anforderungen geeig-neten Materialien aus. Ein Hindernis wird somit die Auf-teilung des EC 6 nicht darstellen.

– Die Einführung individueller Werte für die Haftscher- und Steinlängszugfestigkeit dürfte durchaus nicht immer mit Freude begrüßt werden. Das System wird dadurch durchaus etwas vielfältiger, bietet aber für das Mauerwerk oft eine Chance, mit anderen Baustoffen sich vergleichen zu können. Steinhersteller und Bauausführende haben so die Möglichkeit, in gezielter Form auf die Tragfähigkeit von Mauerwerk Einfluss zu nehmen. Der Verfasser dieses Beitrags geht davon aus, dass man wegen des damit ver-bundenen Mehraufwands in der Erstprüfung und der Ei-genüberwachung sich auf sehr ausgewählte Produkte beschränken wird. In Anbetracht der Tatsache, dass in manchen europäischen Ländern das Mauerwerk wegen einer unzureichenden Biege- und Schubtragfähigkeit ge-genüber anderen Baustoffen stark benachteiligt ist – bis hin zum völligen Ausschluss – sollte der Gedanke nicht sofort als nicht praktikabel verworfen werden.

– Langfristig, wenn auch derzeit noch ungewohnt, wird sich dann europäisch durchsetzen, Steinanforderungen

nition of less conservative values only the measurement of the unit tensile strength and the derivation of a suitable characteristic value remain. Therefore, it is suggested in EC 6 only unit strength classifications should be provided (see Table 9).

Also with the unit longitudinal tensile strengths the individual testing on selected units could help to improve the tensile strength and, thus, in the case of unit longitudi-nal tensile failure, the bending and shear carrying capacity. The procedure would then be analogous to the adhesive shear strengths.

7 Conclusion

In this article an attempt is made to simplify the applica-tion of EC 6 by a strict and clear division of the EC 6 into design, execution and materials. The design engineer does not, therefore, need to get involved with building matei-rals specific parameters, which make it much more diffi-cult to get a view over the variety of possible combina-tions. The introduction of classes in the characteristics that are relevant for building materials means that the structural engineer specifies suitable quantities necessary for his task, the builder/product manufacturer by suitable methods and choice of unit/mortar combinations achieves the required classes, and, the product manufacturer, in particular, should be entitled to have the possibility of the individual specification, e. g. as part of general appraisal certificates.

The following points of view should of course be con-sidered if one wants to seriously set out the proposal of this article: – Besides the static requirements, the masonry also has

to meet the criteria for noise and heat protection. Consequently a dialogue between architect, structural engineer and builder is definitely necessary. Discus-sion is necessary to find the right design. By strict di-vision into design, execution and material it is possi-ble to come to the view that it is not possible to oper-ate in this way. In this connection people should reflect that this is not different today with the use of DIN 1053-1. The structural engineer first of all calcu-lates the loading produced on the masonry, architect and building firm then choose the materials suitable to meet the requirements from the building classes. The division of the EC 6 consequently does not lead to an obstacle.

– The introduction of individual values for adhesive and unit longitudinal tensile strength is not always greeted with joy. The system is, as a result, definitely more di-verse, but offers for masonry often a chance to be able to compare with other building materials. Unit manufac-turers and builders have, thus, the possibility to influ-ence in a targeted way the load carrying capacity of ma-sonry. The author of this article assumes that because of the associated additional costs in the initial testing and the individual monitoring people are restricted to a small number of selected products. In view of the fact that in many European countries masonry is very disad-vantaged, and in some cases completely rejected, be-cause of its insufficient bending and shear carrying ca-pacity compared with other building materials, the




thought should not immediately be dismissed as imprac-ticable.

– In the long term, if at present still unusual, it would then be introduced throughout Europe, unit requirements regu-lated in the corresponding product standards, the adhe-sive strengths could then be put into the corresponding application standards (described in this article as ENXXX). Consequently a currently declining development of the contents of product standards would be opposed because the products are then driven more strongly by different requirements, and the product development would make progress in the direction of stronger, individual perfor-mance with the result of an improved material use in the sense of improved criteria on the sustainability.

The author of this article would like to see this as a basis for discussion. However, not all the basic principles which are necessary for the introduction of the concept have been worked out in detail. Nevertheless a considerable simplification in the dealing with EC 6 appears possible with this concept and indeed both in the sense of an effec-tive revision of standards also – and this is surely the pri-ority – in dealing with the standard. In a first step using the draft which forms part of the project work described here a ‘cleaned’ EC 6 should be prepared together with further editorial simplifications that can be taken to Europe in order to make possible in the medium term an adoption of this concept. Then it is necessary to get involved with the detailed work that remains to be done.

Note of thanksThe author would like to thank the Initiative Praxisge-rechte Regelwerke im Bauwesen e.V (PRB) for supporting the work to produce the concept presented here.

References – Literatur

[1] Graubner, C.-A.: Persönliche Mitteilung im Rahmen der Ar-beiten des PRB, Personal communication in connection within the work of PRB 11.11.2014, Berlin.

[2] Brameshuber, W.: Eigenschaften von Mauersteinen, Mauer-mörtel, Mauerwerk und Putzen: [Properties of Masonry Units, Mortars, Masonry and Plasters] In: Mauerwerk-Kalender 39 (2014), pp 3–34. Ernst & Sohn, Berlin.

[3] Schubert, P.: Mauerwerk mit Mittelbettmörtel [Masonry with medium-bed mortar]. In: Mauerwerk-Kalender 20 (1995), pp 703–708. Ernst & Sohn, Berlin.

in den entsprechenden Produktnormen zu regeln, die Haftscherfestigkeiten könnten dann in den entsprechen-den Anwendungsnormen aufgenommen werden (hier im Beitrag noch mit ENXXX bezeichnet). Damit wäre einer derzeit degressiven Entwicklung der Inhalte von Produktnormen etwas entgegenzuhalten, denn die Pro-dukte werden dann von den verschiedenen Anforderun-gen stärker getrieben und die Produktentwicklung in Richtung stärkerer, individueller Leistungsfähigkeit mit der Folge einer verbesserten Materialausnutzung im Sinne verbesserter Kriterien an die Nachhaltigkeit vor-angebracht.

Der Verfasser dieses Beitrags möchte diesen als Diskussi-onsgrundlage sehen. Noch sind nicht alle Grundsätze, die für die Umsetzung des Konzepts erforderlich sind, detail-getreu herausgearbeitet. Dennoch erscheint eine erhebli-che Vereinfachung im Umgang mit dem EC 6 durch dieses Konzept möglich, und zwar sowohl im Sinne einer effekti-veren Überarbeitung von Normen als auch – und dies ist sicher vorrangig – im Umgang mit der Norm. In einem nächsten Schritt sollte der im Rahmen der hier vorgestell-ten Projektarbeit entstandene Entwurf eines „bereinigten“ EC 6 in Verbindung mit weiteren Vereinfachungen in re-daktioneller Sicht nach Europa getragen werden, um mit-telfristig eine Umsetzung dieses Konzepts zu ermöglichen und in die sicher noch anstehende Detailarbeit einzustei-gen.

DanksagungDer Verfasser bedankt sich ausdrücklich bei der Initiative Praxisgerechte Regelwerke im Bauwesen e. V. (PRB) für die Förderung der Arbeiten zu dem hier vorgestellten Kon-zept.

[4] Schmidt, U.: Bruchmechanischer Beitrag zur Biegezugfestig-keit von Mauerwerk. [Fracture mechanics contribution on the bending tensile strength of masonry] In: Aachen articles on building research, Volume 19, 2015.

Author – Autor:Prof. Dr.-Ing. Wolfgang BrameshuberInstitute for Building Materials Research of the RWTH Aachen University (ibac)Schinkelstraße 3, 52062 Aachen



DOI: 10.1002/dama.201500643


Dariusz AltermanAdrian Page

Contribution of thermal resistance and thermal mass to the energy demand of walling systemsBeitrag des Wärmedurchlasswiderstandes und der thermischen Masse zum Energiebedarf von Wandsystemen

This paper describes an experimental investigation of the thermal performance of four common walling systems for Australian housing having a range of thermal resistance (R-values) and var-ying degrees of external and internal thermal mass (i. e. inherent property of masonry constructions). The comparison is based on the energy demand under controlled conditions to maintain inter-nal thermal comfort. The R-values of each wall were first deter-mined using a Guarded Hot Box Apparatus. The walls were then incorporated into four housing test modules built on the Univer-sity of Newcastle campus and the detailed thermal performance of each system was observed under a range of seasonal condi-tions. The interior of each module was controlled within a com-fort range by a heating/cooling system with the energy consump-tion being measured. Comparison of the energy requirements clearly show that internal comfort levels and energy demands are influenced by both the thermal resistance of the walls as well as the extent and location of the thermal mass, with neither being the sole predictor. The best thermal performance is therefore obtained by an appropriate combination of thermal mass and re-sistance, rather than focussing on the wall thermal resistance (R-value) alone.

1 Introduction

Australia has a range of climates (mostly temperate) and housing construction types. In the major population cen-tres in Eastern Australia, the dominant forms of construc-tion are brick veneer or some form of lightweight construc-tion. Cavity brick construction is common in Western Aus-tralia, and reinforced single skin masonry construction is used in the cyclonic northern tropical regions. These wall-ing systems have a wide range of thermal resistance and thermal mass values which are a function of the materials used and the levels of insulation.

Researchers in the Priority Research Centre for En-ergy at the University of Newcastle, in collaboration with Think Brick Australia, have been involved in an extensive research program on the thermal performance of Austral-ian housing for more than 10 years [1]. Over this period, a range of tests have been performed on individual walls as well the detailed observation of full scale housing test mod-ules built on the University of Newcastle campus.

Dieser Aufsatz beschreibt eine Versuchsreihe zur Untersuchung der thermischen Leistungsfähigkeit von vier im Hausbau in Australien üblichen Wandsystemen mit unterschiedlichen Wärmedurchlass-widerständen (R-Werte) und verschiedenen Anteilen an externer und interner thermischer Masse (eine inhärente Eigenschaft der Mauerwerkskonstruktionen). Der Vergleich basiert auf dem Ener-giebedarf, der unter geregelten Bedingungen zur Aufrechterhal-tung des thermischen Komforts im Innenraum benötigt wird. Zu-nächst wurden mittels eines geregelten Heizkastens (Guarded Hot Box Apparatus) die R-Werte jeder Wand bestimmt. Anschlie-ßend wurden die Wände in vier auf dem Gelände der Universität von Newcastle errichtete Versuchshäuser („Versuchsmodule“) eingebaut und es erfolgten detaillierte Beobachtungen der ther-mischen Leistungsfähigkeit jedes Systems unter verschiedenen jahreszeitlichen Bedingungen. Die Innenraumtemperatur jedes Moduls wurde mittels eines Heiz-/Kühlsystems innerhalb eines festgelegten Komfortbereichs geregelt und gleichzeitig der Ener-gieverbrauch gemessen. Aus dem Vergleich der ermittelten Ener-giebedarfe geht klar hervor, dass Innenraumkomfort und Energie-bedarf sowohl vom Wärmedurchlasswiderstand der Wände als auch von Anteil und Lage der thermischen Masse beeinflusst sind und keiner der beiden Faktoren allein ausschlaggebend ist. Die beste thermische Leistungsfähigkeit wird somit durch eine angemessene Kombination aus thermischer Masse und Wärme-widerstand erzielt und nicht, indem man sich ausschließlich auf den Wärmedurchlasswiderstand (R-Wert) der Wand konzentriert.

1 Einleitung

Australien weist verschiedene Klimata (meist gemäßigten Typs) und unterschiedliche Bauweisen auf. In den Bal-lungszentren im Osten Australiens sind die dominierenden Bauweisen Ziegelverblendung oder verschiedene Leicht-baukonstruktionen. Im Westen Australiens ist Hohlmauer-werk üblich, während in den zyklonischen nördlichen tro-pischen Regionen bewehrtes einschaliges Mauerwerk ver-wendet wird. Wärmedurchlasswiderstand und thermische Masse dieser Wandsysteme sind sehr unterschiedlich je nachdem, welche Materialien und Dämmungsgrade ver-wendet werden.

Forscher am Priority Research Centre for Energy der Universität von Newcastle arbeiten bereits seit mehr als

Behdad MoghtaderiCongcong Zhang

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D. Alterman/A. Page/B. Moghtaderi/C. Zhang · Beitrag des Wärmedurchlasswiderstandes und der thermischen Masse zum Energiebedarf von Wandsystemen


This paper describes an experimental assessment of the thermal performance of four walling systems used in Australian housing based on the heating and cooling en-ergy demands of housing test modules incorporating the walling systems. The four walling systems investigated were: cavity brick (CB), insulated cavity brick (InsCB), insulated brick veneer (InsBV) and insulated reverse brick veneer (InsRVB). These walls had a range of thermal resistance and varying degrees of external and internal thermal mass (see Table 1). The thermal resistance (R-values) of each wall was first determined using a Guarded Hot Box Appa-ratus and then incorporated into the four housing test modules. In the overall testing program, the interior of each module could be allowed to “free float”, or be con-trolled within a comfort range by a heating/cooling system with the energy consumption being measured. The study reported here investigates the relative performance of each of the walling systems operating under controlled internal conditions over the four seasons, based on energy demand to maintain comfort levels. The performance of the same walling systems under free floating conditions has been previously reported [1].

2 Wall thermal properties

An in-house facility conforming to ASTM C 1363-97 [2] was used to obtain the R-value of each of the four wall types incorporated in the housing modules. The test walls were 2.4 m (high) by 2.4 m (wide) with the guarded hot box occupying the central 1.2 × 1.2 m area of the test panel. The R-values obtained for ∆18 ºC temperature dif-ferential [3] (air to air across each wall thickness) for the four wall types used in this study are shown in Table 2 (the air to air values are used for subsequent comparison in this paper).

3 Housing test modules

The housing module tests were used to provide qualitative and quantitative data on the thermal performance of the

10 Jahren zusammen mit Think Brick Australia an einem umfassenden Programm zur Erforschung der thermischen Leistungsfähigkeit der Wohnhäuser in Australien [1]. Über diesen Zeitraum wurden zahlreiche Tests sowohl an einzel-nen Wänden durchgeführt als auch detaillierte Beobach-tungen an vollmaßstäblichen Versuchshäusern („Versuchs-module“), die auf dem Gelände der Universität von New-castle errichtet wurden, vorgenommen.

Diese Publikation beschreibt eine experimentelle Be-wertung der thermischen Leistungsfähigkeit von vier im Hausbau in Australien üblichen Wandsystemen auf der Grundlage der ermittelten Bedarfe an Heiz- und Kühlener-gie von Versuchsmodulen, in denen diese Wandsysteme eingebaut wurden. Untersucht wurden folgende vier Wand-systeme: Hohlmauerwerk (cavity brick, im Folgenden ab-gekürzt als „CB“), Hohlmauerwerk mit Dämmung (insula-ted cavity brick, im Folgenden abgekürzt als „InsCB“), Ziegelverblendung mit Dämmung (insulated brick veneer, im Folgenden abgekürzt als „InsBV“) und innenseitige Zie-gelverblendung mit Dämmung (insulated reverse brick ve-neer, im Folgenden abgekürzt als „InsRVB“). Diese Wände weisen unterschiedliche Wärmedurchlasswiderstands-werte und verschiedene Grade an externer und interner thermischer Masse auf (s. Tabelle 1). Zunächst wurde mit-tels eines geregelten Heizkastens der Wärmedurchlasswi-derstand (R-Wert) jeder Wand bestimmt und anschließend wurden die Wände in die vier Versuchsmodule eingebaut. Das Forschungsprogramm insgesamt sah verschiedene Versuchsreihen vor, bei denen die Innenraumtemperatur jedes Moduls entweder „frei schwanken“ konnte oder durch ein Heiz-/Kühlsystem innerhalb eines Komfortbe-reichs geregelt wurde, während gleichzeitig der Energiever-brauch gemessen wurde. Die hier vorgestellte Studie unter-sucht die relative Leistungsfähigkeit jedes einzelnen Wand-systems unter geregelten Innenraumbedingungen während der vier Jahreszeiten auf der Grundlage des Energiebe-darfs, der zur Aufrechterhaltung des Raumkomforts benö-tigt wird. Die thermische Leistungsfähigkeit derselben Wandsysteme unter frei schwankenden Bedingungen war bereits Thema einer früheren Publikation [1].

Wall Type

Wandtyp

Wall Description

Wandbeschreibung

Cavity brick (CB)

Hohlmauerwerk (CB)

2/110 mm brick masonry skins; 50 mm cavity; 10 mm internal render

2/110 mm Ziegel-Mauerwerksschalen; 50 mm Hohlraum; 10 mm Innenputz

Insulated brick veneer(InsBV)

Ziegelverblendung mit Dämmung (InsBV)

110 mm external skin; 50 mm cavity; pine stud frame with wall-wrap and R1.5 insulation batts; 10 mm interior plasterboard

110 mm Außenschale; 50 mm Hohlraum; Pinienholz-Ständerwerk mit Wandfolie und R1.5 Dämmmat-ten; 10 mm Gipskartonplatte innen

Insulated cavity brick (InsCB)

Hohlmauerwerk mit Dämmung (InsCB)

2/110 mm brick masonry skins; 50 mm cavity; R1 rigid polystyrene sheets in cavity fixed to interior ma-sonry skin; 10 mm render on external face of interior skin

2/110 mm Ziegel-Mauerwerksschalen; 50 mm Hohlraum; Hohlraum gefüllt mit R1 Polystyrol-Hart-schaumplatten, befestigt an der inneren Mauerschale; 10 mm Putz auf der Außenseite der Innenschale

Insulated reverse brick veneer (InsRBV)

Innenseitige Ziegelver-blendung mit Däm-mung (InsRBV)

external 7 mm fibro-cement sheeting finished with polymer render; breathable membrane fixed to pine stud frame; R1.5 bulk insulation in frame; 110 mm brick masonry internal skin, 10 mm render

Außen 7 mm Faserzementverkleidung mit Polymerputz; atmungsaktive Membran, befestigt am Pinien-holz-Ständerwerk; R1.5 Schüttdämmung im Ständerwerk; 110 mm Ziegelinnenschale, 10 mm Putz

Table 1. Walls studiedTabelle 1. Untersuchte Wände

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2 Thermische Eigenschaften der Wände

Es wurde eine hauseigene Prüfanlage gemäß den Vorgaben von ASTM C 1363-97 [2] verwendet, um den R-Wert für jeden der vier Wandtypen, die in die Versuchsmodule ein-gebaut wurden, zu bestimmen. Die Versuchswände waren 2,4 m hoch und 2,4 m breit; der geregelte Heizkasten be-legte den zentralen Bereich von 1,2 × 1,2 m des Prüfgegen-stands. Die R-Werte, die für ein Temperaturdifferential ∆18 ºC [3] (Luftschicht zu Luftschicht durch jede Wand-dicke) für die vier in dieser Studie verwendeten Wandty-pen ermittelt wurden, sind in Tabelle 2 dargestellt (die Luftschicht-zu-Luftschicht-Werte sind Grundlage für den anschließenden Vergleich in dieser Publikation).

3 Versuchshäuser

Die Untersuchungen in den Versuchshäusern („Versuchs-module“) dienten dazu, qualitative und quantitative Daten zur thermischen Leistungsfähigkeit der Wandsysteme un-ter realen klimatischen Bedingungen zu erheben. Die Mo-dule waren größenmäßig mit anderen Gebäuden, die in ähnlichen Studien in Nordamerika verwendet wurden, vergleichbar [4]. Es sei darauf hingewiesen, dass es nicht Zweck der Versuche war, das Verhalten eines tatsächlichen Hauses nachzubilden, sondern vielmehr die typischen Wärmestrommechanismen von Wänden in einem realisti-schen Kontext zu beobachten und zu quantifizieren.

Die Module wurden auf dem Gelände der Universität Newcastle Callaghan am Stadtrand von Newcastle errich-tet (Newcastle befindet sich in einer gemäßigten klimati-schen Zone an der Ostküste Australiens in 33° südlicher Breite). Während des Versuchszeitraums kam eine Reihe von Wandsystemen zum Einsatz (Hohlmauerwerk, Hohl-mauerwerk mit Dämmung, Ziegelverblendung mit und

walling systems under real climatic conditions. The mod-ules were comparable in size to other buildings used in similar studies in North America [4]. Note that the intent of the module tests was not to reproduce the behaviour of an actual house but rather to observe and quantify the typical heat flow mechanisms for walls in a realistic con-text.

The modules were constructed on the University of Newcastle Callaghan Campus in suburban Newcastle (Newcastle is located in a moderate climate zone on the east coast of Australia at latitude 33°south). Over the test-ing period, a range of walling systems have been used (cav-ity brick, insulated cavity brick, brick veneer with and without insulation, lightweight construction and insulated reverse brick veneer). For this paper, the CB, InsCB, InsBV and InsRBV modules were studied under controlled con-ditions with the interior being heated or cooled to pre-set levels of comfort, allowing the heating/cooling energy re-quirements for each walling system to be assessed. Heating energy was measured directly from electricity consumption whilst a chilled water heat exchanger system was used to measure the cooling demand.

The modules had a square floor plan of 6 m × 6 m and were spaced 7 m apart to avoid shading and minimise wind obstruction. With the exception of the walls and roof, the buildings were of identical construction following nor-mal Australian practice, being built on a concrete slab-on-ground and aligned in a manner so that the north wall of each building was perpendicular to astronomical north. Timber trusses were used to support the roof which con-sisted of tiles for the CB, InsCB and InsBV modules and steel sheeting for the InsRBV module, in both cases placed over a layer of sarking. The buildings had a ceiling height of 2450 mm. The ceiling consisted of 10 mm thick plaster-board with glasswool insulation batts (R3.5 m2 · K/W)

Table 2. Thermal characteristics of module walling systemsTabelle 2. Thermische Eigenschaften der Wandsysteme

Walling System

Wandsystem

R-value m2K/W(surface to surface)

R-Wert m2K/W(Oberfläche zu Oberfläche)

R-value m2K/W(air to air)*

R-Wert m2K/W(Luftschicht zu Luftschicht)*

Exterior skin thermal mass?

Thermische Masse Außenschale?

Interior skin thermal mass?

Thermische Masse Innenschale?

Cavity Brick (CB)

Hohlmauerwerk (CB)0.44 0.62

yes

ja

yes

ja

Insulated Brick Veneer (InsBV)

Ziegelverblendung mit Dämmung (InsBV)

1.58 1.72yes

ja

no

nein

Insulated Cavity Brick (InsCB)

Hohlmauerwerk mit Dämmung (InsCB)

1.30 1.48yes

ja

yes

ja

Insulated Reverse Brick Veneer (InsRBV)

Innenseitige Ziegelverblendung mit Dämmung (InsRBV)

1.57 1.93no

nein

yes

ja

* Air film values from [3]: 0.04 externally; 0.14 internally

* Luftschichtwerte aus [3]: 0,04 extern; 0,14 intern

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placed between the rafters. Since the emphasis of the in-vestigation was on wall performance, the R3.5 insulation was selected to minimise the “through-ceiling” heat flow. Entry to the buildings was via tight fitting, insulated solid timber doors located on the southern face of the buildings. The roof was supported by an independent steel frame which allowed the removal and replacement of walls as required.

Initial tests were performed on windowless modules. However, the tests reported here were performed with a major window opening included on the northern wall of each module to allow solar ingress and to better reflect solar passive influences. The modules are shown in Fig-ure 1.

The instrumentation recorded the external weather conditions including wind speed and direction, air temper-ature, relative humidity and the incident solar radiation on each wall (vertical plane) and on the roof (horizontal plane). For each module, temperature and heat flux pro-files through the walls, slab and ceiling were recorded in conjunction with the internal air temperature and relative humidity. In total, in addition to the energy consumption, 105 data channels were scanned and logged every 5 min-utes, 24 hours per day for each of the modules for the du-ration of the testing program.

4 Seasonal analysis

The analysis was based on the assumption that the internal conditions were comfortable when the internal air space temperature was in the 18–24 ºC range. It is recognised that other factors also affect thermal comfort [5], [6] but this temperature range was used for convenience. For the controlled state, the heating/cooling system was activated whenever the internal room temperature rose or fell out-side the above temperature limits. The systems were pro-grammed to maintain this defined internal temperature range by a ‘hysteresis’ type cycle. The system operated by

ohne Dämmung, Leichtbauweise und innenseitige Ziegel-verblendung mit Dämmung). Für diese Publikation wur-den die CB-, InsCB-, InsBV- und InsRBV-Module unter geregelten Bedingungen untersucht, d. h. der Innenraum wurde innerhalb eines festgelegten Komfortbereichs ge-heizt oder gekühlt, so dass der Bedarf an Heiz-/Kühlener-gie für jedes Wandsystem ermittelt werden konnte. Die Heizenergie wurde direkt anhand des Stromverbrauchs gemessen, während zur Messung des Kühlenergiebedarfs ein Kaltwasser-Wärmetauschersystem eingesetzt wurde.

Die Module hatten eine Grundfläche von 6 m × 6 m mit einem Abstand von 7 m, um Beschattung zu vermei-den und Windbehinderung zu minimieren. Mit Ausnahme der Wände und des Dachs entsprachen die Gebäude der in Australien üblichen Bauweise, d. h. sie waren auf einer Bo-denplatte aus Beton errichtet und so ausgerichtet, dass die Nordwand jedes Gebäudes zum astronomischen Norden zeigt. Zur Stützung des Dachs – bestehend bei den CB-, InsCB- und InsBV-Modulen aus Dachziegel und beim Ins-RBV-Modul aus Stahlblech – wurden Dachbinder aus Holz verwendet, die in beiden Fällen auf eine Unterspannbahn aufgesetzt wurden. Die Gebäude wiesen eine Decken-höhe von 2 450 mm auf. Die Decke bestand aus 10 mm dicken Gipskartonplatten mit Dämmmatten aus Glaswolle (R3.5 m2·K/W), die zwischen den Sparren angebracht wur-den. Da der Schwerpunkt der Untersuchung auf der ther-mischen Leistungsfähigkeit der Wände lag, wurde die R3.5-Dämmung ausgewählt, um den Wärmestrom „durch die Decke“ zu minimieren. Der Zutritt zu den Gebäuden erfolgte über genau eingepasste, isolierte Massivholztüren auf der Südseite der Gebäude. Das Dach wurde von einem unabhängigen Stahlrahmen getragen, der es ermöglichte, die Wände nach Bedarf zu entfernen und auszutauschen.

Die ersten Versuche wurden an fensterlosen Modulen durchgeführt. Die hier vorgestellten Versuche beziehen sich jedoch auf Module, die über eine größere Fensteröff-nung auf der Nordseite jedes Moduls verfügten, um den Eintritt des Sonnenlichts zuzulassen und die passiven Ein-flüsse der Sonnenenergie besser zu reflektieren. Die Mo-dule werden in Bild 1 gezeigt.

Die Messgeräte zeichneten die externen Wetterbedin-gungen auf einschließlich Windgeschwindigkeit und Wind-richtung, Lufttemperatur, relative Feuchtigkeit und die auf jede Wand (vertikale Ebene) und auf das Dach (horizon-tale Ebene) einfallende Sonneneinstrahlung. Für jedes Mo-dul wurden die Temperatur- und Wärmestromprofile durch Wände, Bodenplatte und Decke aufgezeichnet und gleich-zeitig die Innenraum-Lufttemperatur und relative Feuchtig-keit gemessen. Zusätzlich zum Energieverbrauch wurden während der Dauer des Versuchsprogramms alle 5 Minu-ten während 24 Stunden am Tag für jedes der Module ins-gesamt 105 Datenkanäle gescannt und protokolliert.

4 Jahreszeitliche Analyse

Die Analyse basierte auf der Annahme, dass die Innen-raumbedingungen komfortabel waren, wenn sich die Luft-temperatur im Innenraum im Bereich von 18 bis 24 ºC bewegte. Zwar wird der thermische Komfort anerkannter-weise auch durch andere Faktoren beeinflusst [5], [ 6], die Entscheidung fiel jedoch aus praktischen Gründen auf die-sen Temperaturbereich. Zur Regelung der Raumbedingun-

Fig. 1. Housing Test Modules (with window in north wall), (a) Insulated Brick Veneer (b) Insulated Cavity Brick (c) Cavity Brick and (d) Insulated Reverse Brick VeneerBild 1. Versuchshäuser (mit Fenster in der Nordwand), (a) Ziegelverblendung mit Dämmung (InsBV), (b) Hohlmauer-werk mit Dämmung (InsCB), (c) Hohlmauerwerk (CB), (d) innenseitige Ziegelverblendung mit Dämmung (InsRBV)

a)

c)

b)

d)

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gen wurde das Heiz-/Kühlsystem aktiviert, sobald die In-nentemperatur das oben genannte Temperaturlimit über- oder unterschritt. Die Systeme wurden so programmiert, dass der festgelegte Innentemperaturbereich durch einen „hystereseartigen“ Zyklus aufrechterhalten wurde. Die Vorgehensweise bestand darin, dass anhand von zwei Thermostaten die durchschnittliche Lufttemperatur be-stimmt wurde. Diese Thermostate waren so an den nach Süden und nach Westen gerichteten Wänden angebracht, dass sie keine direkte Sonneneinstrahlung erhielten. Im Rahmen der Datenanalyse wurde das Tagesverhalten der „geregelten“ Module während typischer Frühlings-, Som-mer-, Herbst- und Winterperioden in den Jahren 2008 und 2009 untersucht. Die Analyse ermöglicht es somit, die po-tenzielle thermische Leistungsfähigkeit im gesamten Jah-resverlauf zu bewerten, indem die relative Leistungsfähig-keit jedes Moduls anhand der für jede Jahreszeit erstellten „Momentaufnahme“ untersucht wurde.

4.1 Energiebedarfe der vier Module unter Frühlings-bedingungen

Der Heiz- und Kühlbedarf für die Frühlingsperiode wurde vom 30. 10. 2008 bis 27. 11. 2008 über einen Zeitraum von vier Wochen beobachtet. Die Bedingungen waren gemäßigt mit wenigen warmen Tagen über 30 °C und nur ein paar Nächten, in denen die Temperatur unter 10 °C sank. Bild 2 zeigt die typischen Temperaturschwankungen der Außen-luft/Innenluft während drei Tagen in der Mitte des Monats November. Aus den Innentemperaturgrafiken lässt sich

determining the average air temperature indicated by two thermostats located on the southern and western walls, situated so as to not receive any direct solar radiation. The analysis of the data involved studying the diurnal behav-iour of the “controlled” modules for typical spring, sum-mer, autumn and winter periods across 2008 and 2009. The analysis therefore allows the potential year round per-formance to be assessed, by examining the relative perfor-mance of each module for the “snapshot” of each season.

4.1 Energy demands of the four modules under spring conditions

Heating and cooling was observed for the spring season from 30/10/2008 to 27/11/2008, a period of 4 weeks. Con-ditions were moderate with a few warm days in excess of 30 °C and only a few nights reaching a temperature as low as 10 °C. Figure 2 shows the typical external/internal air temperature variations for 3 days in the middle of Novem-ber. It can be observed from the internal temperature plots that there were times when only the InsBV and InsRBV modules required additional heating at night or cooling during the day whilst at other times, under more extreme conditions above 30 ºC, all modules required cooling.

The total energy demand for the four week period in October/November for each of the modules is presented in Figure 3 and confirms the greater need for cooling en-ergy for the InsBV (despite the higher R-value of the walls but with no internal thermal mass) and CB modules (with the lowest thermal insulation and high thermal mass).

Due to the presence of the internal thermal mass on the external side of enclosure walls and the insulation, the InsCB module required the less energy than the other modules, followed by InsRBV modules with a little heating energy required. Both, the InsCB and CB with the highest thermal mass have not required any heating energy.

4.2 Energy demands of the four modules in summer conditions

Controlled conditions were imposed for the summer pe-riod for a total of 4 weeks from 22/01/2009 to 19/02/2009. The summer weather was hot with consistent temperatures

Fig. 2. An example of modules temperature under controlled spring conditionsBild 2. Temperaturbeispiel der Ver-suchsmodule unter geregelten Früh-lingsbedingungen

Comparison of External and Internal TemperatureVergleich der Außen- und Innentemperatur

Figure 3. Total energy consumption in springBild 3. Gesamtenergieverbrauch im Frühling

Cooling Power (MJ) / Kühlleistung (MJ)

Heating Power (MJ) / Heizleistung (MJ)

Total Power (MJ) / Gesamtleistung (MJ)

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ablesen, dass es Zeiten gab, in denen nur die InsBV- und InsRBV-Module zusätzliche Heizung während der Nacht oder Kühlung während des Tages benötigten, während zu anderen Zeiten unter extremeren Bedingungen mit Tempe-raturen über 30 ºC alle Module Kühlung erforderten.

Der Gesamtenergiebedarf für den Zeitraum von vier Wochen im Oktober/November für jedes der Module wird in Bild 3 dargestellt. Die Grafik bestätigt den größeren Be-darf an Kühlenergie für die InsBV-Module (trotz des höhe-ren R-Werts der Wände, die aber keine interne thermische Masse aufweisen) und CB-Module (mit der geringsten Wärmedämmung und hoher thermischer Masse).

Dank der in der Außenschale der Gebäudewände vor-handenen thermischen Masse und der Dämmung benötigte das InsCB-Modul am wenigsten Energie im Vergleich zu den anderen Modulen, gefolgt von den InsRBV-Modulen, die etwas Heizenergie benötigten. Sowohl die InsCB- als auch die CB-Module mit der höchsten thermischen Masse benötigten keinerlei Heizenergie.

4.2 Energiebedarfe der vier Module unter Sommerbedingungen

Für die Sommerperiode erfolgten Beobachtungen unter geregelten Bedingungen über einen Zeitraum von insge-samt vier Wochen vom 22. 01. 2009 bis 19. 02. 2009. Das Wetter im Sommer war heiß, die Temperaturen lagen durch-weg über 30 °C, in der Regel schon ab 8.00 Uhr am Mor-gen bis zum frühen Abend, gleichzeitig war die Sonnenein-strahlung wegen des geringen Bewölkungsgrads hoch (ein 3-Tages-Beispiel zeigt Bild 4). Die infolge dieser Bedingun-gen entstehende Hitze ließ das externe Wärmetauschersys-tem an seine praktischen Grenzen stoßen und es war wäh-rend zwei Tagen in dieser Periode nicht in der Lage, für eine angemessene Kühlung bei allen vier Modulen zu sorgen.

Alle Module benötigten aufgrund der Hitze während des Tages Kühlung (s. Bild 5). Die Innentemperaturen konn-ten während der Nacht auf 22 bis 23 °C gehalten werden. Diese Ergebnisse bestätigen jedoch, dass eine angemessene Kombination aus thermischer Masse und Dämmung benö-tigt wird, um die Innenraumtemperatur innerhalb eines ak-zeptablen Bereichs zu halten, wenn die Außentemperatur über einen längeren Zeitraum hohe Extremwerte erreicht (dies war im analysierten Zeitraum der Fall, in dem keine

above 30 °C, regularly occurring from as early as 8am into the early evening combined with high solar radiation due to limited cloud cover (an example of 3 days operation is presented in Figure 4). As a result of these conditions the heat pushed the external heat exchanger system to its prac-tical limits and for two days in this period it was incapable of providing adequate cooling to all four modules.

All modules required daytime cooling due to the heat (see Figure 5). Internal temperatures over night were main-tained between 22 and 23 °C. These results do however confirm that the appropriate combination of thermal mass and insulation is required to keep the interior within an acceptable temperature range when high extremes in exter-nal temperature occur over a prolonged period (this was the case for the analysed period, as no cooler days oc-curred). The CB module required additional energy in the evening evenings to cool its interior due to the solar energy passing through the wall and being released later in the evening and night.

4.3 Energy demands of the four modules in autumn conditions

The autumn air conditioning observation period was for four weeks of data obtained from 16/04/2009 to 14/05/200. External temperatures often peaked at around 22–23 °C; however the low solar angle created the need for artificial cooling to maintain the internal temperature below 24 °C (see Figure 6).

The InsCB module was again the most energy effi-cient and required only cooling under autumn conditions


Fig. 4. An example of modules tem-perature under controlled summer conditionsBild 4. Temperaturbeispiel der Ver-suchsmodule unter geregelten Som-merbedingungen

Fig. 5. Total energy consumption in summerBild 5. Gesamtenergieverbrauch im Sommer




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kühleren Tage auftraten). Das CB-Modul erforderte zusätz-liche Energie am Abend für die Kühlung des Innenraums, da die Sonnenenergie die Wand durchdringt und später am Abend und in der Nacht wieder in den Raum abgegeben wird.

4.3 Energiebedarfe der vier Module unter Herbstbedingungen

Zur Beobachtung der Lufttemperatur unter Herbstbedin-gungen wurden Daten über einen Zeitraum von vier Wo-chen vom 16. 04. 2009 bis 14. 05. 2009 gesammelt. Die Außentemperaturen erreichten oft Höchstwerte von 22 bis 23 °C; aufgrund des flachen Sonneneinstrahlwinkels war jedoch künstliche Kühlung notwendig, um die Innentem-peratur unter 24 °C zu halten (Bild 6).

Das InsCB-Modul erwies sich erneut als das energieef-fizienteste Modul und benötigte bei Herbstbedingungen ausschließlich Kühlung (Bild 7). Am energieintensivsten war hingegen das InsBV-Modul, das aufgrund der fehlen-den thermischen Masse auf der Innenseite der Gebäude-wand über 200 % mehr Energie als das InsCB-Modul benö-tigte; die Dämmschicht verminderte die durch die Sonnen-einstrahlung eintretende Wärme und war in keiner Weise in der Lage, die durch das Fenster eintretende Wärme zu speichern. Beide Module, InsBV und InsRBV, benötigten fast die gleichen Mengen an Heizenergie, die Kühlerforder-nisse waren jedoch unterschiedlich.

Das CB-Modul erwies sich bei bestehendem Heizbe-darf als weniger leistungsfähig und benötigte aufgrund der Energieabsorption der Mauerziegel mehr Heizzyklen über längere Zeiträume, insgesamt jedoch waren bei diesem Modul die Energiebedarfe unter Herbstbedingungen weit geringer als bei den InsBV- und InsRBV-Modulen.

4.4 Energiebedarfe der vier Module unter Winterbedingungen

Die Winterergebnisse wurden über einen Zeitraum von vier Wochen vom 09. 07. 2009 bis 06. 08. 2009 ermittelt. Die Tagesspitzen der Außentemperaturen erreichten wäh-rend der Datensammlung selten 19 °C und die Temperatur stieg nur an einigen wenigen Tagen über 20 °C. In der Nacht fielen die Temperaturen durchweg unter 5 °C. Bild 8 zeigt das typische Verhalten der Versuchsmodule während

(see Figure 7). The InsBV module was the most energy in-tensive requiring more than 200 % more energy than In-sCB due to lack of thermal mass in the internal side of the enclosure wall; the insulation layer reduced the incoming heat from the solar radiation and did not have any ability to store the incoming heat through the window. Both mod-ules, InsBV and InsRBV required almost similar amounts of heating, yet cooling requirements differed.

The CB module tended to suffer once heating was re-quired and experienced more heating cycles for extended period of times due to the energy absorption by the bricks, but overall the energy requirements were much less than the InsBV and InsRBV modules for the autumn condi-tions.

4.4 Energy demands of the four modules in winter conditions

The winter results were obtained for a 4 week period from 09/07/2009 to 06/08/2009. Peak daytime external temper-atures during the collection rarely reached 19 °C with only several days exceeding 20 °C. Night temperatures consist-ently dipped below 5 °C. The typical behaviour of the mod-ules for a 3 day period under controlled conditions is shown in Figure 8, together with the corresponding varia-tions in external temperature.

Heating was the predominant source of energy con-sumption during winter. However a slight cooling require-ment was needed for the InsBV to maintain the internal space within the comfort zone (see Figure 9). This was due to the tendency of these modules to overheat from solar

Fig. 6. An example of modules temperature under controlled autumn conditionsBild 6. Temperaturbeispiel der Ver-suchsmodule unter geregelten Herbstbedingungen




Fig. 7. Total energy consumption in autumnBild 7. Gesamtenergieverbrauch im Herbst

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ingress through the opening in the northern wall (due to the lack of thermal mass), and it was necessary for the air conditioning system to compensate. In contrast, the inter-nal thermal mass of the InsCB, InsRBV and CB provided enough inherent absorption of the solar gain to avoid the need for additional cooling to keep temperatures from ris-ing above the preset 24 °C. This was also evident under the previously described free floating conditions [1]. The win-ter sun was low and was therefore the primary driving fac-tor for the behaviour of the modules.

Heating requirements between the InsCB and InsBV modules were very similar. However, the InsBV module often required more heating cycles which occurred earlier in the evening. The InsRBV module appears to suffer in both cases with earlier heating activation than the InsCB module and prolonged heating periods. The CB module experienced this to an even further extreme under these conditions with the lack of cavity insulation producing a continual flow of heat out into the cool cavity.

It has to be highlighted that under cold weather con-ditions the InsCB module had the lowest energy require-ments for both heating and cooling. In contrast to the heavy walling modules, the InsBV module (without in-ternal thermal mass) had limited capacity for self-regula-tion, with the heat flows being driven purely by the ex-ternal conditions. The lack of internal thermal mass re-sulted in higher daytime temperatures and artificial cooling was required to offset the solar heat gain. To-wards the end of the day internal temperatures dropped with the external conditions at a faster rate compared to the CB and InsCB modules as little heat was released back into the room from the walling system. During the day, heating of the interior from the low winter sun was offset by the ability of the internal thermal mass of the CB and InsCB walls to absorb heat. This prevented the day-time overheating which was observed in the InsBV modules. The primary basis for the superior performance of the InsCB module was the contribution of the internal brick skin in combination with the cavity insulation which limited heat flow to the exterior of the wall. This illustrates the beneficial effects in these circumstances of the effective combination of thermal mass and thermal resistance.

eines 3-Tages-Zeitraums unter geregelten Bedingungen mit den entsprechenden Veränderungen der Außentempera-tur.

Im Winter war der Heizbedarf die primäre Quelle des Energieverbrauchs. Beim InsBV-Modul bestand jedoch auch ein leichter Kühlbedarf, um den Innenraum innerhalb der Komfortzone zu halten (siehe Bild 9). Ursächlich hierfür war, dass diese Module aufgrund der Sonneneinstrahlung durch die Öffnung in der Nordwand zum Überhitzen ten-dieren (wegen mangelnder thermischer Masse) und dies durch die Klimaanlage ausgeglichen werden musste. Im Gegensatz dazu sorgte die interne thermische Masse der InsCB-, InsRBV- und CB-Module für eine ausreichende inhärente Absorption des Solareintrags und verhinderte, dass eine zusätzliche Kühlung notwendig wurde, um die Temperaturen nicht über die festgelegten 24 °C steigen zu lassen. Das gleiche Ergebnis zeigte sich auch bei frei schwan-kenden Bedingungen, wie sie in einer früheren Publikation beschrieben wurden [1]. Die Wintersonne stand tief und war somit der primäre treibende Faktor für das Verhalten der Versuchsmodule.

Der Heizbedarf der InsCB- und InsBV-Module war sehr ähnlich. Das InsBV-Modul benötigte jedoch oft mehr Heizzyklen und diese waren früher am Abend notwendig. Das InsRBV-Modul scheint in beiden Fällen schlechter ab-zuschneiden, da im Vergleich zum InsCB-Modul sowohl die Heizung früher aktiviert wurde als auch längere Heizperio-den notwendig waren. Das gleiche Verhalten in noch extre-merer Ausformung zeigte auch das CB-Modul, das aufgrund


Fig. 8. An example of modules tem-perature under controlled winter conditionsBild 8. Temperaturbeispiel der Ver-suchsmodule unter geregelten Win-terbedingungen

Fig. 9. Total energy consumption in winterBild 9. Gesamtenergieverbrauch im Winter




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5 Conclusions

The two alternative extreme cases of high thermal mass with no insulation (the CB module), and insulation with external thermal mass (the InsBV module), both required higher energy consumption for every season. Despite the InsBV module having an R-value of 14 % higher than the InsCB, the InsBV module required 20 % more energy for all seasons (each consist of 4 weeks period). The worst performing module was the CB with energy demand 60 % higher than its counterpart InsCB module. Note that a sim-ilar trend was observed in a parallel study of the perfor-mance of the modules under free floating internal condi-tions [1]. This again confirms that there is no direct corre-lation between building performance and wall R-value alone; the best solution lies with an appropriate combina-tion of wall insulation and thermal mass.

Investigations into the heat flow through the walls indicated that the additional external thermal mass pro-vided increased dampening of the external conditions and also helped to decrease the environmental impact on the cavity surface of the internal thermal mass. Externally clad insulation alone did not provide this form of cavity damp-ening and the thermal mass of the internal masonry leaf was the only contributor to minimize temperature varia-tion and reduce the capacity to lessen the temperature rise from the solar gain. This could also be one factor why under driven conditions the InsRBV module used more energy than the InsCB module. This did not mean that the InsRBV module cannot provide a comfortable passive liv-ing space; it was a definite improvement over other con-structions however the assembly itself was in no way per-fect and appears to possibly lack a degree of thermoregu-lation in comparison to the InsCB module under higher solar gain. Nevertheless, the InsRBV module performed strongly during the summer and winter observation peri-ods.

The results clearly showed that internal comfort levels and energy demands are influenced by both the thermal resistance of the walls as well as the extent and location of the thermal mass. The best thermal performance will there-fore be obtained by an appropriate combination of both, thermal mass and resistance, rather than focussing on the wall thermal resistance (R-value) alone. Work is continu-ing on the development of a single measure for wall perfor-mance which reflects the contribution of both thermal mass and thermal resistance under the dynamic tempera-ture conditions of a diurnal temperature cycle [6].

Acknowledgements

This research has been supported by Think Brick Australia and the Australian Research Council. Their support and the assistance of the Civil Engineering laboratory staff and the past and present members of the Thermal Research Group are gratefully acknowledged.


[1] Page, A. W., Moghtaderi, B., Alterman, D., Hands, S. (2011) A Study of the Thermal Performance of Australian Housing Systems. Priority Research Centre, The University of New-

der fehlenden Dämmung des Hohlraums einen kontinuier-lichen Wärmestrom in den kalten Hohlraum erzeugt.

Hervorzuheben ist, dass das InsCB-Modul unter kal-ten Witterungsbedingungen den niedrigsten Energiebedarf sowohl für Heizung als auch Kühlung aufwies. Im Gegen-satz zu den schweren Wandmodulen verfügte das InsBV-Modul (ohne interne thermische Masse) über eine nur be-grenzte Selbstregulierungsfähigkeit, da die Wärmeströme ausschließlich durch die äußeren Bedingungen angetrie-ben werden. Das Fehlen einer internen thermischen Masse führte zu höheren Tagestemperaturen, so dass künstliche Kühlung notwendig wurde, um die Erwärmung durch den Solareintrag auszugleichen. Gegen Ende des Tages fielen die Innentemperaturen in Entsprechung zu den äußeren Bedingungen schneller im Vergleich zu den CB- und InsCB-Modulen, da nur wenig Wärme vom Wandsystem zurück in den Raum abgegeben wurde. Während des Tages wurde die durch die niedrig stehende Wintersonne be-dingte Erwärmung des Innenraums dadurch ausgeglichen, dass die interne thermische Masse der CB- und InsCB-Wände in der Lage war, die Wärme zu absorbieren. Somit wurde eine Überhitzung während des Tages, wie sie bei den InsBV-Modulen festzustellen war, vermieden. Der wichtigste Grund für die höhere Leistungsfähigkeit des InsCB-Moduls war der thermische Beitrag der inneren Mauerschale in Verbindung mit der Dämmung des Hohl-raums, wodurch der Wärmestrom zur Außenseite der Wand begrenzt wurde. Dies zeigt die positiven Auswirkun-gen, welche die effektive Kombination von thermischer Masse und Wärmedurchlasswiderstand unter diesen Um-ständen erzielt.


Die zwei alternativen Extremfälle von hoher thermischer Masse mit keinerlei Dämmung (das CB-Modul) und Däm-mung mit externer thermischer Masse (das InsBV-Modul) verursachten beide zu jeder Jahreszeit einen höheren Ener-gieverbrauch. Obwohl das InsBV-Modul einen um 14 % höheren R-Wert als das InsCB-Modul aufwies, erforderte das InsBV-Modul in allen Jahreszeiten (jeweils bestehend aus einem Zeitraum von 4 Wochen) 20 % mehr Energie. Das am schlechtesten abschneidende Modul war das CB-Modul, dessen Energiebedarf um 60 % höher lag als bei seinem Gegenpart, dem InsCB-Modul. Ein ähnlicher Trend war auch in einer Parallelstudie zur Ermittlung der Wär-meleistung der Versuchsmodule unter frei schwankenden Innenraumbedingungen festzustellen [1]. Dies bestätigt erneut, dass es keine direkte Korrelation zwischen Gebäu-deleistung und R-Wert der Wand allein gibt; die beste Lö-sung liegt in einer angemessenen Kombination aus Wand-dämmung und thermischer Masse.

Untersuchungen des Wärmestroms durch die Wände machten deutlich, dass die zusätzliche externe thermische Masse die äußeren Bedingungen besser abfedern konnte und außerdem dazu beitrug, den Einfluss der Umweltfak-toren auf die Hohlraumoberfläche der internen thermi-schen Masse zu mindern. Die Außendämmung allein konnte diese Form der Hohlraumdämpfung nicht leisten und die thermische Masse der inneren Mauerschale war der ein-zige Faktor, der zur Minimierung der Temperaturverände-rungen und zur Reduzierung der Fähigkeit, den Tempera-

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castle, Australia, (available at: http://www.thinkbrick.com.au/thermal-performance-and-climate-design)

[2] ASTM C 1363 – 97 Standard Test Method for the Thermal Performance of Building Assemblies by Means of a Hot Box Apparatus. American Society for Testing Materials, Philadel-phia, USA, 1997.

[3] AS/NZS 4859.1:2002 Materials for the Thermal Insulation of Buildings – General Criteria and Technical Provisions. Standards Australia, North Sydney, Australia, 2002.

[4] Burch, D. M., Remmert, W. E., Krintz, D. F., Barnes, C. S.: A field study of the effect of wall mass on the heating and coo-ling loads of residential buildings. In: Proceedings of the Buil-ding Thermal Mass Seminar, Knoxville, Tennessee, NBS, pp. 265–312, USA., 1982.

[5] Olesen, B. W., Brager, G. S.: A better way to predict comfort: the new ASHRAE Standard 55-2004. ASHRAE Journal, Aug. 2004, pp. 20–26.

[6] Alterman, D., Moffiet, T., Hands, S., Page, A., Luo, C., Moghtader, B.: A Concept for a Potential Metric to Characte-rise the Dynamic Thermal Performance of Walls. Energy and Buildings 54 (2012) 52–60.

Authors − Autoren:Dariusz Alterman, Research [email protected] Page, Professor [email protected] Moghtaderi, [email protected]:The University of Newcastle, Priority Research Centre For Energy, NSW, 2308, Australia

Congcong Zhang, Research [email protected] University of NewcastleDiscipline of Civil Engineering, NSW, 2308, Australia

turanstieg durch den Solareintrag zu mindern, beitrug. Dies könnte auch einer der Faktoren sein, weshalb das InsRBV-Modul unter von außen beeinflussten Bedingun-gen mehr Energie verbrauchte als das InsCB-Modul. Dies bedeutete jedoch nicht, dass das InsRBV-Modul kein kom-fortables passives Wohnraumklima bieten konnte; es stellte eine entscheidende Verbesserung gegenüber ande-ren Bauweisen dar, sein Aufbau war jedoch keinesfalls per-fekt und möglicherweise mangelte es ihm bei höherem Solareintrag im Vergleich zum InsCB-Modul an einer ge-wissen Wärmeregulierung. Dennoch zeigte das InsRBV-Modul eine gute Leistung während der untersuchten Som-mer- und Winterperioden.

Aus den Ergebnissen geht klar hervor, dass Innen-raumkomfort und Energiebedarf sowohl durch den Wär-medurchlasswiderstand der Wände als auch durch Anteil und Lage der thermischen Masse beeinflusst werden. Die beste Wärmeleistung erhält man somit durch eine ange-messene Kombination beider Einflussfaktoren, thermische Masse und Widerstand, statt sich ausschließlich auf den Wärmedurchlasswiderstand (R-Wert) der Wand zu konzen-trieren. Die Arbeiten an der Entwicklung einer einzigen Messgröße für die Bewertung der thermischen Leistungsfä-higkeit von Wänden, die den Beitrag sowohl der thermi-schen Masse als auch des Wärmedurchlasswiderstands unter dynamischen Temperaturbedingungen eines Tages-temperaturzyklus widerspiegelt, werden fortgesetzt [6].

Danksagung

Dieses Forschungsprojekt wurde unterstützt durch Think Brick Australia und den Australian Research Council. Wir danken für ihre Unterstützung und die Mithilfe des Labor-personals für Bauingenieurwesen und der früheren und jetzigen Mitglieder der Forschungsgruppe für thermische Leistungsfähigkeit.

Companies and associations – Firmen und Verbände

Zulassungen auf Eurocode 6 angepasst

Das Deutsche Institut für Bautechnik (DIBt) hat die allgemei-nen bauaufsichtlichen Zulassungen des Bundesverbands Kalk-sandsteinindustrie neu ausgestellt. Grund ist, dass die Zulas-sungen um die Ausführung und Bemessung nach Eurocode 6 erweitert werden mussten. Im Einzelnen sind es:Z-17.1-575: Mauerwerk aus Kalksand-Planelementen mit Zen-

trierhilfeZ-17.1-332: Mauerwerk aus Kalksand-PlanelementenZ-17.1-878: Mauerwerk aus Kalksandsteinen mit besonderer

Lochung im DickbettverfahrenZ-17.1-893: Mauerwerk aus Kalksand-Plansteinen mit beson-

derer Lochung im DünnbettverfahrenZ-17.1-921: Mauerwerk aus Kalksand-Plansteinen mit beson-

derer Lochung

Die angepassten Dokumente sind im Downloadbereich des Bundesverband Kalksandsteinindustrie unter der Rubrik „Zu-lassungen“ zu finden.

Bundesverband Kalksandsteinindustrie eVEntenfangweg 15, 30419 [email protected], www.kalksandstein.de

Approvals adapted in line with Eurocode 6

The German Institute for Civil Engineering (DIBt) has re-issued the national technical approvals of the German Association for the Sand-Lime Brick Industry. The reason being that the ap-provals concerning the execution and dimensioning had to be expanded according to Eurocode 6. In particular these are:Z-17.1-575: Mauerwerk aus Kalksand-Planelementen mit

ZentrierhilfeZ-17.1-332: Mauerwerk aus Kalksand-PlanelementenZ-17.1-878: Mauerwerk aus Kalksandsteinen mit besonderer

Lochung im DickbettverfahrenZ-17.1-893: Mauerwerk aus Kalksand-Plansteinen mit beson-

derer Lochung im DünnbettverfahrenZ-17.1-921: Mauerwerk aus Kalksand-Plansteinen mit beson-

derer Lochung

The customized documents are available in the download sec-tion of the German Association for the Sand-Lime Brick In-dustry in the “Zulassungen” (approvals) section.

Bundesverband Kalksandsteinindustrie eVEntenfangweg 15, D-30419 [email protected], www.kalksandstein.de

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DOI: 10.1002/dama.201500642


Yuri Z. Totoev

Classification of SIM infill panels Klassifikation von SIM-AusfachungswändenSIM is an innovative building system for mortar-less walls. It utilises a special method of interlocking SIM bricks that allows relative sliding of brick courses in-plane of a wall and prevents out-of-plane relative movement of bricks. One of its structural applications is in multistorey frame buildings as earthquake resistant masonry infill panels. It improves energy dissipation of frame structures during earthquakes. The energy dissipation occurs through friction between bricks as they engage in relative sliding by the frame vibrating during earthquake. This paper explains the novelty of SIM and offers classification of SIM pan-els based on the gap width between the frame and the top of the panel.

1 Introduction and definition of SIM

Masonry is one of the most popular building materials. It has many excellent material properties and proven durabil-ity. Over time masonry structures have evolved from mas-sive walls, which work mainly in compression, to more slender walls, which could also experience tension and shear. Earthquake induced tensile and shear stresses often exceed capacity of traditional unreinforced masonry result-ing in substantial damage and failure. Reinforced masonry has better earthquake resistance, however, is more expen-sive and requires expertise not always available in develop-ing countries. The design of practical masonry with im-proved earthquake resistance still presents a challenge for structural engineers. A new masonry system has been de-veloped by the author. It is called semi interlocking ma-sonry (SIM). It has reduced stiffness and susceptibility to damage and increased capacity to dissipate earthquake energy compared with traditional masonry.

Two different methods of semi interlocking have been de-veloped: – using specially shaped bricks – “topological SIM” – using conventionally shaped bricks with special perfora-

tions and dowels – “mechanical SIM” (see Figure 1).

Traditional brick moulding technology can be easily adopted for making topological SIM units. Mechanical SIM units are designed to utilise existing brick extrusion technology. The structural performance of these two SIM types is essentially identical [1]. Topological SIM, how-ever, appears to have better resistance to water penetra-tion [2].

SIM ist ein innovatives Bausystem für mörtellose Wände. Es ver-wendet ein spezielles Verfahren für die Verzahnung von SIM-Mauerziegeln, das relative Gleitbewegungen von Ziegellagen in der Wandebene gestattet und Relativbewegungen der Mauer-ziegel außerhalb der Wandebene verhindert. Eines der bau lichen Anwendungsgebiete sind mehrstöckige Gebäude in Rahmenbau-weise mit erdbebenresistenten Mauerwerksausfachungen. SIM verbessert die Energiedissipation von Rahmenkonstruktionen während eines Erdbebens. Die Energiedissipation erfolgt durch Reibung zwischen den Mauerziegeln, indem diese durch den während des Erdbebens vibrierenden Rahmen in eine relative Gleitbewegung versetzt werden. Dieser Aufsatz erklärt die Neu-heit des SIM-Systems und schlägt eine Klassifizierung von SIM-Ausfachungen auf der Grundlage des Spalts zwischen dem Rah-men und der Oberkante der Ausfachung vor.

1 Einleitung und Definition von SIM

Mauerwerk ist eines der am häufigsten verwendeten Bauma-terialien. Es verfügt über viele hervorragende Materialeigen-schaften und eine erwiesene Dauerhaftigkeit. Im Laufe der Zeit entwickelte sich der Mauerwerksbau weiter von Mas-sivwänden, die hauptsächlich Druckbelastungen abtragen, hin zu schlankeren Wänden, die auch Zug- und Schubkräfte aufnehmen können. Erdbebeninduzierte Zug- und Schubbe-lastungen übersteigen oft das Aufnahmevermögen von her-kömmlichem unbewehrtem Mauerwerk, was zu erheblichen Schäden und Versagen führen kann. Bewehrtes Mauerwerk weist eine bessere Erdbebenfestigkeit auf, ist jedoch kosten-aufwändiger und erfordert Fachwissen, das in Entwicklungs-ländern nicht immer vorhanden ist. Die Entwicklung von Mauerwerk mit verbesserter Erdbebenfestigkeit ist für Bau-ingenieure noch immer eine große Herausforderung. Der Autor ist Entwickler eines neuen Mauerwerk-Bausystems, bezeichnet als „semi interlocking masonry“ (SIM) (Semiver-bund-Mauerwerk). Es weist im Vergleich zu herkömmli-chem Mauerwerk eine reduzierte Steifigkeit und Schadens-anfälligkeit auf und verfügt über eine höhere Kapazität zur Dissipation von Erdbebenenergie.

Es wurden zwei verschiedene SIM-Verfahren entwickelt: – mit Verwendung speziell geformter Mauerziegel – be-

zeichnet als „topologisches SIM-System“ – mit Verwendung konventionell geformter Mauerziegel

mit speziellen Lochkammern und Dübeln – bezeichnet als „mechanisches SIM-System” (s. Bild 1).

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Y. Z. Totoev · Klassifikation von SIM-Ausfachungswänden


Several possible structural and non-structural applications of SIM include: – infill panels in multistorey frame structures – walls in confined masonry structures – masonry skins of a reverse brick veneer systems – robotically prefabricated masonry walls – DIY masonry.

This paper, however, will be on the use of SIM as infill panels in multistorey frame structures.

2 Novelty of SIM and comparison to other interlocking masonry systems

There are many different interlocking brick/block masonry systems on the market. They all developed to build struc-tural or non-structural walls without mortar. Some of them are dry set like SIM; others use various adhesives to bond units into a monolithic wall. The main difference of SIM is that unlike all of these systems it avoids connecting units into a monolith. Its purpose is quite the opposite; it makes walls pliable and deformable. To better explain the novelty of SIM let us recall the definitions of a structure and a mechanism. A structure is a body or an assembly of bodies to form a system capable of supporting loads. A mecha-nism is an assembly of moving parts capable of performing a complete functional motion. SIM is designed for relative motion of bricks without necessarily supporting loads. Therefore, some SIM walls, including infill panels, are not structures but energy dissipating mechanisms.

3 Origin of SIM and historical background

The author invented the system in 2010 [3] and first intro-duced it in print in 2011 [4]. Various elements of it are not new. In fact, one could trace their heritage to the dry set stone masonry of Mesolithic era with elements of inter-locking such as mortise-and-tenon joints of Stonehenge. Another ancient example of topologically interlocking ma-sonry is multifaceted stones of Machu Picchu. Ancient Egyptians, Romans, Incas and Khmers used metal ma-sonry block connectors. Slotted holes are very common in steel construction for relative sliding of connected parts.

Um topologische SIM-Elemente herzustellen, können die traditionellen Verfahren der Ziegelformung verwendet und mit einfachen Mitteln angepasst werden. Mechanische SIM-Elemente sind so konzipiert, dass zu ihrer Herstel-lung bestehende Strangpressverfahren eingesetzt werden können. Die Tragfähigkeiten dieser zwei SIM-Typen sind im Wesentlichen identisch [1]. Es scheint jedoch, dass to-pologische SIM-Elemente über eine bessere Widerstands-fähigkeit gegenüber Wassereindringen verfügen [2].

Mögliche Anwendungen von SIM-Elementen für tragende und nichttragende Konstruktionen sind beispielsweise: – Ausfachungen in mehrgeschossigen Gebäuden in Rah-

menbauweise – Wände in eingefassten Mauerwerkskonstruktionen – Mauerschalen mit innenliegendem Verstärkungssystem – mit Robotertechnik hergestellte Ziegelfertigwände – Selbstbau-Mauerwerk

Dieser Aufsatz beschäftigt sich jedoch nur mit der Verwen-dung von SIM-Elementen als Ausfachungen in mehrge-schossigen Rahmenkonstruktionen.

2 Neuartigkeit des SIM-Systems und Vergleich mit anderen Verbundmauerwerk-Systemen

Es sind sehr viele verschiedene Mauerwerkssysteme mit Verbundsteinen/Verbundblöcken auf dem Markt. Sie wur-den alle entwickelt, um tragende oder nicht-tragende Wände ohne Mörtel zu errichten. Einige werden wie SIM trocken versetzt, andere verwenden verschiedene Kleb-stoffe, um die Elemente zu einer monolithischen Wand zu verbinden. Der hauptsächliche Unterschied besteht darin, dass das SIM-Verfahren im Gegensatz zu allen diesen Sys-temen vermeidet, die Elemente zu einem Monolith zu ver-binden. Sein Ziel ist genau das Gegenteil, nämlich Wände nachgiebig und verformbar zu machen. Um die Neuartig-keit von SIM besser zu erklären, soll kurz auf die Definiti-onen für Tragwerk und Mechanismus eingegangen wer-den. Ein Tragwerk ist ein Körper oder eine Gruppe von Körpern, der bzw. die ein System bildet, das in der Lage ist, Lasten abzutragen. Ein Mechanismus ist eine Gruppe von beweglichen Teilen, die in der Lage ist, eine vollständige

Fig. 1. Different methods of semi interlocking: a) topological, b) mechanicalBild 1. Verschiedene SIM-Verfahren: a) topologischer Typ, b) mechanischer Typ

a) b)

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Y. Z. Totoev · Classification of SIM infill panels


funktionelle Bewegung zu vollziehen. SIM ist für Relativ-bewegungen von Mauerziegeln und nicht notwendiger-weise zum Abtragen von Lasten konzipiert. Einige SIM-Wände, wozu auch Ausfachungen gehören, sind deshalb keine Tragwerke, sondern energiedissipierende Mechanis-men.

3 Ursprung des SIM-Systems und historischer Hintergrund

Der Autor erfand das System im Jahr 2010 [3] und stellte es erstmals in einer Publikation in 2011 vor [4]. Verschie-dene Elemente des Systems sind nicht neu. Man könnte seinen Ursprung im Grunde bis auf die Trockensteinmau-erwerke der Mittelsteinzeit zurückführen mit Verzah-nungselementen wie beispielsweise den Schlitz- und Zap-fenverbindungen in Stonehenge. Ein anderes historisches Beispiel von topologischem Verbundmauerwerk sind die facettenreichen Mauersteine in Machu Picchu. Die alten Ägypter, Römer, Inkas und Khmer nutzten Metallverbin-der, um Mauerblöcke miteinander zu verbinden. Langlö-cher kommen im Stahlbau sehr häufig für gleitende Rela-tivbewegungen von verbundenen Teilen zum Einsatz. Das Konzept einer Mauer, die nicht als monolithische Struktur angelegt ist, sondern als ein Mechanismus, bei dem die Mauersteine gegeneinander gleiten, ist jedoch völlig neu.

4 Baupraktische Anwendung der SIM-Systeme als Ausfachungen

SIM ist ein innovatives Mauerbausystem, das vorgefertigte mörtellose Mauertafeln verwendet, um die Energiedissipa-tion von Rahmenstrukturen während eines Erdbebens zu verbessern. Die Energiedissipation erfolgt durch Reibung zwischen den Mauerziegeln, indem diese durch den wäh-rend des Erdbebens vibrierenden Rahmen in eine relative Gleitbewegung versetzt werden. Je mehr erdbebenindu-zierte Reibungsenergie in die Erwärmung des Tragwerks abgeleitet wird, desto weniger bleibt übrig, um Schwingun-gen und Schäden am Bauwerk zu verursachen.

SIM-Ausfachungen eignen sich für den Einbau in neue erdbebenresistente Bauwerke sowie zur seismischen Nach-rüstung bzw. Verstärkung von bestehenden Bauwerken.

Der Rahmen könnte aus bewehrtem Beton, Stahl oder anderen Baumaterialien bestehen. SIM-Mauersteine könnten aus Beton oder Tonwerkstoff gepresst oder extru-diert werden. SIM-Ausfachungen könnten einschalige oder zweischalige Ziegelwände oder Hohlraumwände in-nerhalb der Rahmenebene bilden. SIM-Ausfachungen könnten als unbewehrte, trocken geschichtete Mauer im Läuferverband errichtet oder auch mithilfe von vertikal ausgerichteten Lochkammern in SIM-Mauerziegeln nach-gespannt werden.

5 Die Neuartigkeit von SIM-Ausfachungen

Bei traditionellen Mauerwerksausfachungen handelt es sich entweder um Fassadenwände oder Bauplatten zur Aussteifung von Rahmenkonstruktionen. Sie dienen nicht zur Energiedissipation. Die Energiedissipation in diesen Ausfachungen während eines Erdbebens ist hauptsächlich auf strukturelle Mikro- und Makrorisse und das plastische Verhalten des Materials zurückzuführen. Die Fähigkeit

The concept of a masonry wall designed not as a monolith structure but as a mechanism where bricks slide against each other is entirely new, however.

4 Structural application of SIM as infill panels

SIM is an innovative building system that uses engineered mortar-less masonry panels to improve energy dissipation of frame structures during earthquakes. The energy dissi-pation occurs through friction between bricks as they en-gage in relative sliding by the frame vibrating during earth-quake. The more earthquake energy friction diverts to heating the structure, the less would remain to cause struc-tural vibration and damage.

SIM panels are suitable for inclusion in new earth-quake resistant structures as well as seismic rehabilitation or retrofitting of existing structures.

The frame could be of reinforced concrete, steel or other structural materials. SIM bricks could be pressed or extruded of concrete or structural clay. SIM panel could be single-skin, double brick, or cavity wall within the plane of the frame. SIM panel could be an unreinforced dry stack wall with the running bond masonry pattern or it could also be post-tensioned through aligned vertical perfora-tions in SIM bricks.

5 The novelty of SIM infill panels

Traditional masonry infills are either architectural walls or structural panels designed to brace frame structures. They are not intended for energy dissipation. Energy dissipation in these infills during earthquakes mostly relates to the micro and macro structural cracking and plastic behaviour of material. The capacity of traditional infills to dissipate energy in this way before failing is quite limited.

The novel purpose of SIM infill panels is to provide frame structures with artificially added damping. In SIM panels energy dissipation occurs mostly through friction between bricks of the panel. SIM is a unique system, which utilises masonry infills as effective energy dissipation de-vises (EDD) to improve earthquake resistance of frame structures.

Superficially, a SIM infill looks like any other masonry infill panel. However, it is conceptually different from all other masonry infill types. Let us consider the classical equation of motion for a structure under earthquake load to demonstrate this difference:

ku + cu. + mü = –müg(t)

where u is the vector of dynamic displacements (vibra-tions); u. is the vector of velocities, ü is the vector of accel-erations, üg(t) is the acceleration of the ground, k is the stiffness matrix, c is the damping matrix, and m is the mass matrix. All common types of masonry infills structurally are various forms of frame bracing. They minimise vibra-tions mainly by increasing the stiffness of the structure rep-resented in the above equation by the stiffness matrix. Of-ten this is achieved at the expense of lowering the yield displacement and displacement ductility of the structure. SIM infills also aim to minimise frame vibrations but in a different way. Being energy dissipation devices, they achieve

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this objective by changing the damping matrix without det-rimental effect on the yield displacement and displacement ductility of the structure.

6 Types of SIM infill panels

A narrow gap between the top of SIM panel and the frame girder is difficult to avoid during construction of panels within the frame. Special packing should be used when this gap is undesirable. The presence of this gap and its width play a key role in the structural response of SIM panel to earthquake-induced vibrations. There are three main types of SIM panels:

– SIM with open gapThis type of SIM panel is built hard against the columns, however, has the gap between the top of the panel and the girder as shown in Fig. 3a. The frame interacts with the SIM panel only trough columns. The gap does not close

herkömmlicher Ausfachungen, auf diese Weise vor dem Versagen Energie zu dissipieren, ist jedoch ziemlich be-grenzt.

Der innovative Zweck von SIM-Ausfachungen ist es, Rahmenkonstruktionen mit künstlich hinzugefügter Dämpfung auszustatten. In SIM-Ausfachungen erfolgt die Energiedissipation überwiegend durch Reibung zwischen den Steinen der Ausfachung. SIM ist ein einzigartiges Sys-tem, das Mauerwerksausfachungen als effektive energie-dissipierende Einrichtungen (energy dissipation devices, EDD) einsetzt, um die Erdbebenwiderstandsfähigkeit von Rahmenkonstruktionen zu verbessern.

Oberflächlich gesehen sieht eine SIM-Ausfachung wie jede andere Mauerwerksausfachung aus. Konzeptionell unterscheidet sie sich jedoch von allen anderen Arten von Mauerwerksausfachungen. Um diesen Unterschied zu de-monstrieren, wird die klassische Bewegungsgleichung für ein Tragwerk unter Erdbebenbelastung betrachtet:

ku + cu. + mü = –müg(t)

dabei sind u der dynamische Verschiebungsvektor (Schwin-gungen); u. der Geschwindigkeitsvektor, ü der Beschleuni-gungsvektor, üg(t) die Bodenbeschleunigung, k die Steifig-keitsmatrix, c die Dämpfungsmatrix und m die Massenmat-rix. Alle üblichen Arten von Mauerwerksausfachungen sind strukturell gesehen unterschiedliche Formen von Rahmen-aussteifungen. Sie minimieren Schwingungen hauptsächlich dadurch, dass sie die Steifigkeit des Tragwerks – in der obi-gen Gleichung dargestellt durch die Steifigkeitsmatrix – er-höhen. Oft wird dies auf Kosten der Reduzierung der Fließ-verschiebung und der Verschiebungsduktilität des Trag-werks erreicht. SIM-Ausfachungen dienen ebenfalls dazu, Rahmenschwingungen zu minimieren, wirken aber auf eine andere Art und Weise. Als energiedissipierende Einrichtun-gen erreichen sie dieses Ziel, indem sie die Dämpfungsmat-rix ohne nachteilige Auswirkung auf die Fließverschiebung und Verschiebungsduktilität des Tragwerks verändern.

6 Arten von SIM-Ausfachungen

Während des Aufbaus von Ausfachungen innerhalb des Rahmens lässt sich nur schwer vermeiden, dass ein enger Spalt zwischen der Oberkante der SIM-Ausfachung und dem Rahmenträger bleibt. Es sollte deshalb eine spezielle Anordnung verwendet werden, wenn ein solcher Spalt nicht gewünscht wird. Das Vorhandensein dieses Spalts und die Spaltweite spielen eine entscheidende Rolle in der strukturellen Reaktion von SIM-Ausfachungen auf erdbe-beninduzierte Schwingungen. Es gibt drei Haupttypen von SIM-Ausfachungen:

– SIM mit offenem SpaltDiese SIM-Ausfachung wird hart anliegend an den Säulen errichtet, weist aber zwischen der Oberkante der Ausfa-chung und dem Rahmenträger einen Spalt auf, wie in Bild 3a gezeigt. Der Rahmen interagiert mit der SIM-Aus-fachung nur über die Säulen. Der Spalt schließt sich wäh-rend erdbebeninduzierten Schwingungen nicht. Unter der Annahme einer sinusförmigen Verformung der Säulen kann die kritische Spaltweite dgap entsprechend der Dar-stellung in Bild 2 berechnet werden.

Fig. 2. Estimation of the critical gap width above SIM infill panelBild 2. Schätzung der kritischen Spaltweite oberhalb der SIM-Ausfachung

Fig. 3. Different types of SIM panels: a) “with open gap”, b) “without gap”Bild 3. Verschiedene Typen von SIM-Ausfachungen: a) mit offenem Spalt, b) ohne Spalt

a)

b)

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Y. Z. Totoev · Classification of SIM infill panels


l sin 4537

x 329

sin 2x x4796

;

l sin 4537

04796

3,82;

d l h 3,822 2

0,34 ,

0 x

0

gap ab abult ult

ult

( )( )

≈ + −

≈ π + − π ≈

= − =∆

− π∆

≅ ∆

→

→π

dabei ist Δult die Verschiebung des obersten Stockwerks, lab die Länge der deformierten Säule ab und hab deren Höhe.

Für SIM-Ausfachungen, deren Spalt stets offen ist, muss die Spaltweite folgender Bedingung genügen:

dgap ≥ 0,34Δult

SIM-Ausfachungen dieses Typs werden von den Rahmen-trägern nie in vertikaler Richtung eingespannt. Sie sorgen nur für die Energiedissipation in das Bauwerk. Ihre Ver-stärkungswirkung beschränkt sich auf die maximale Rei-bungskraft, die an den profilierten Lagerfugen der Ausfa-chung aufgrund des Eigengewichts entwickelt wird.

– SIM ohne SpaltBei dieser Art von SIM-Ausfachung bestehen keine Spalte zwischen der Ausfachung und dem Rahmen. Sie befindet sich in Kontakt sowohl mit dem Rahmenträger als auch den Säulen (Bild 3b).

dgap = 0

Die Ausfachungen werden deshalb bei allen Schwingungs-amplituden zwischen den Rahmenträgern eingespannt. Dies hat den doppelten Effekt, dass i) eine gewisse Ausstei-fung des Rahmens mittels des diagonalen Einspannbe-reichs erreicht wird und ii) aufgrund der höheren Kom-pression/Reibung an den profilierten Lagerfugen ein höhe-rer Grad an Energiedissipation im Vergleich zum vorherigen Typ von SIM-Ausfachung erzielt wird.

– SIM mit sich schließendem SpaltEs handelt sich um eine Kombination aus den beiden oben genannten Typen. Bei dieser SIM-Art ist der Spalt zwi-schen der Oberkante der Ausfachung und dem Rahmenträ-ger sehr gering.

0 < dgap < 0,34Δult

Diese Art von SIM-Ausfachung bewirkt hauptsächlich eine Energiedissipation in das Tragwerk während Schwingun-gen kleiner Amplitude, wenn der Spalt offen bleibt. Bei steigender Amplitude schließt sich jedoch der Spalt, die Einspannung wird wirksam und die Ausfachung beginnt, eine zusätzliche Aussteifung des Rahmens sowie eine hö-here Energiedissipation zu erzielen.


In diesem Aufsatz wurde ein konzeptionell neues Bausys-tem vorgestellt – Semi Interlocking Masonry (SIM) (Semi-verbund-Mauerwerk). Sein Schwerpunkt lag auf der An-wendung des Systems in mehrstöckigen Gebäuden in

during earthquake-induced vibrations. Assuming sin shape for deforming columns, the critical gap width dgap can be calculated as illustrated in Fig. 2.

l sin 4537

x 329

sin 2x x4796

;

l sin 4537

04796

3.82;

d l h 3.822 2

0.34 ,

0 x

0

gap ab abult ult

ult

( )( )

≈ + −

≈ π + − π ≈

= − =∆

− π∆

≅ ∆

→

→π

where Δult is the ultimate storey drift, lab is the length of distorted column ab, and hab is its height.

For SIM infill panel with the gap always open its width must conform to the following condition

dgap ≥ 0.34Δult

Frame girders never clamp SIM panel of this type in verti-cal direction. It provides mainly energy dissipation to the structure. Its strengthening effect is limited to the maxi-mum friction force developed on the bead joints of the panel due to self-weight.

– SIM without gapThere is no gaps between this type of SIM panel and the frame. It is in contact with the girder as well as columns (Figure 3b).

dgap = 0

Therefore, panels are clamped between girders at all am-plitudes of vibrations. This has dual effect of i) providing some bracing to the frame through the diagonal clamping zone and ii) providing higher level of energy dissipation compared to the previous type of SIM panel due to higher compression/friction on the bead joints.

– SIM with closing gapThis is a combination of the first two types. It has a very narrow gap between the top of the panel and the girder

0 < dgab < 0.34Δult

This type of SIM panel provides mainly energy dissipation to the structure during small amplitude vibrations when the gap remains open. However, as the amplitude in-creases, the gap closes, the clamping is activated, and the panel begins to provide additional bracing to the frame as well as higher energy dissipation.

7 Conclusions

This paper introduced a conceptually new building system – semi interlocking masonry. It focused on its application in multistorey frame buildings as earthquake resistant ma-sonry infill panels. The novelty of SIM and this structural application was explained and classification of SIM panels based on the gap width between the frame and the top of the panel was proposed.

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Rahmenbauweise als erdbebenresistente Mauerwerksaus-fachungen. Es wurde die Neuartigkeit des SIM-Systems und seine bauliche Anwendung erläutert und eine Klassi-fizierung von SIM-Ausfachungen auf der Grundlage der Spaltweite zwischen dem Rahmen und der Oberkante der Ausfachung vorgeschlagen.

Author:Yuri TotoevUniversity of NewcastleUniversity DriveCallaghan, NSW 2308Australia

References – Literatur

[1] Wang, Z., Totoev, Y. Z., Lin, K.: Experimental study on RC and steel frames with SIM infill. Proc. 9th Int. Masonry Con-ference, Guimaraes, Portugal, July 2014.

[2] Forghani, R., Totoev, Y. Z., Kanjanabootra, S.: Experimental investigation of the water penetration through semi interlo-cking masonry (SIM) walls. Proc. Annual Meeting of Ar-chitectural Institute of Japan, Kobe, Japan, September 2014.

[3] Mortarless Masonry. Australian Patent Application No. 2010905681, (filing date Dec. 24, 2010) (Newcastle Innova-tion Limited, applicant. Totoev, Yuri Z., inventor).

[4] Lin, K., Totoev, Y. Z., Hong Jun, Li: In-plane cyclic test on framed dry-stack masonry panel. Advanced Material Research Journal, Vol. 163–167 (2011), pp. 3899–3903.

Events – Veranstaltungen

Workshop-Reihe „Detail und nachhaltige Konstruktion“ erfolgreich abgeschlossen

Der Kalksandsteinindustrie Nord e.V. hat im November 2014 wieder seine Kalksandstein Workshop-Reihe durchgeführt. Unter dem Titel „Detail und nachhaltige Konstruktion“ infor-mierten sich die Teilnehmer im vergangenen Jahr an neun Ver-anstaltungsorten zum Thema Gebäudekonstruktion.

Aufbauend auf den Grundlagen der Tragwerksplanung zu Bemessung, Gebrauchstauglichkeit und Risssicherheit hat der Referent Herr Dr.-Ing. Frank Purtak für typische Gebäude die Konstruktion im Detail für nachhaltige Bauwerke aufgezeigt. Die Einflüsse der mit dem Mauerwerk verbundenen Konstruk-tionsteile wurden für eine möglichst mängelfreie Gesamtkon-struktion dargelegt. Herr Purtak verdeutlichte unter anderem, dass speziell bei weit spannenden Dachdecken aus Stahlbeton die Auflagerbedingungen aus Mauerwerk detailliert geplant wer-den müssen. Tragende sowie nichttragende Außen- und Innen-wandkonstruktionen müssen im Hinblick auf die Gebäudeab-messungen für eine wirtschaftliche Umsetzung optimiert wer-den. Möglichkeiten zur Ausbildung sowohl von Kellerwänden als auch von freistehenden Wänden wurden aufgezeigt. Herr Dr. Purtak machte deutlich, dass die Bemessung der tragenden Bau-teile nach aktueller Normengeneration im Planungs- und Aus-führungsprozess lediglich als modernes Hilfsmittel auf dem Weg zu standsicheren und gebrauchstauglichen Gebäuden dient und daher bei speziellen Fragestellungen gezielt angewendet wird.

Die Seminarunterlage zum Kalksandstein-Detail-Workshop (7.0 MB) können als PDF auf der Homepage von KS-Nord heruntergeladen werden.

KS-Nord e.V.Tel.: 04161/743360Fax: 04161/[email protected]

“Detailed and sustainable construction” series of workshops successfully concluded

In November 2014, the Kalksandsteinindustrie Nord e.V. once again held its series of sand-lime brick workshops. Under the heading “Detailed and sustainable construction”, participants gained information on the structure of buildings at nine event locations last year.

Based on the principles of structural engineering for the dimensions, fitness for purpose and crack resistance, the lecturer Dr.-Ing. Frank Purtak showed for typical buildings the structure in detail for sustainable buildings. The effects of the structural components on the associated brickwork were ex-plained for a possibly fault-free total structure. Dr. Purtak also explained that the support conditions of masonry have to be planned in detail especially where wide span reinforced con-crete roofing is concerned. Supporting as well as non-support-ing external and internal wall structures must be optimized for economic implementation in view of the building dimensions. Possibilities for forming both basement as well as free-standing walls were shown. Dr. Purtak made it clear that the dimensions of the supporting components, in accordance with the latest generation of standards, only serves as a modern aid in the design and execution process on the route towards stable and functional buildings and consequently has to be specifically applied where special questions arise.

The seminar documents from the Kalksandstein Detail- Workshop (sand-lime brick detail workshop) (7.0 MB) can be downloaded as a PDF from the website of KS-Nord.

KS-Nord e.V.Tel.: +49 (0)4161/743360Fax: +49 (0)4161/[email protected]

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DOI: 10.1002/dama.201300540



Sustainable Buildings for FutureProject: “Innovative insulation technology for reducing the heat losses in masonry construction, with the aim of ensuring 0-energy standards”

Zukunft durch nachhaltiges BauenProjekt: „Innovative Dämmtechnik zur Reduzierung der Transmissionswärmeverluste im Mauerwerksbau, mit dem Ziel der Gewährleistung des 0-Energie-Standards“

1 BAU Munich 2015 fair

The world´s leading trade fair for architecture, materials and systems

The joint research initiative of the Federal Ministry for the Environment, Nature Conservation, Building and Nuclear Safety and the Federal Institute for Research on Building, Urban Affairs and Spatial Development pre-sented technologies, tools and methods for a sustainable and cost-efficient design and construction at the construc-tion fair BAU 2015 in Munich. Visitors were invited to learn more about the latest results of this research initia-tive between 19th and 24th of January on the booth 202 in hall B 0. One of the most respected exhibits was this one of the research team of the Chair for Structural Design of TU Dresden (Dresden University of Technology) dealing with efficient thermal insulation of masonry walls.

2 Research objectives

The climate change caused by the high CO2 output leads to a rethinking in the thermal insulation of buildings. Lim-its will be reached with common insulation techniques and materials if the transmission losses should be zero. An enormous demand for high efficient thermal insulation sys-tems is arising already now due to the Energy Saving Reg-ulations (EnEV) in Germany.

The research focuses on developing an innovative in-sulation system and connection technology that can be applied for the double-leaf masonry walls with high effi-cient core insulation made by vacuum panels. This requires a low thermal conductivity of the anchors and consoles.

The new insulation system should achieve different essential requirement in term of geometry, bearing capac-ity, flexibility and demountability of building items in addi-tion of considering the special thermal requirements to meet the 0-energy standards.

3 Exhibited mockup

This mockup (Fig. 2) is to present the recent research re-sults mainly the results related to developing special inno-

1 Messe BAU München 2015

Weltleitmesse für Architektur, Materialien und SystemeDie Forschungsinitiative Zukunft Bau des Bundes-

ministeriums für Umwelt, Naturschutz, Bau und Reaktor-sicherheit und des Bundesinstituts für Bau-, Stadt- und Raumforschung präsentierte auf der Messe BAU 2015 in München Technologien, Werkzeuge und Verfahren für das nachhaltige und kostengünstige Planen und Bauen. Besu-cher waren eingeladen, sich vom 19. bis 24. Januar am Messestand 202 in der Halle B 0 über Ergebnisse der For-schungsinitiative zu informieren. Eines der Exponate, das entsprechende Beachtung fand, war das des Forscherteams vom Lehrstuhl Tragwerksplanung der TU Dresden zur ef-fizienten Dämmung von Mauerwerk.

2 Ziel des Forschungsprojektes

Der Klimawandel infolge zu hohen CO2-Ausstoßes erfor-dert ein Umdenken in der Gebäudedämmung, da man mit traditionellen Dämmtechniken an Grenzen stößt, wenn man sicherstellen will, dass durch die Gebäudehülle keine Transmissionswärmeverluste verursacht werden. Es besteht bereits derzeit bei der Erfüllung der Anforderungen der EnEV ein erheblicher Bedarf an hocheffektiver Dämmung.

Es handelt sich bei dem vorgestellten Forschungsvor-haben um die Lösung der vorgenannten Problematik durch die Entwicklung einer innovativen Dämm- und Ver-bindungstechnik für den Einsatz beim zweischaligen Mauer-werk, das aus einer tragenden Hintermauerung, einer Vor-mauerschale und einer dazwischenliegenden Kerndäm-mung aus Vakuum-Isolations-Paneelen (VIP) besteht. Durch die modulare Struktur der Vakuum-Paneele ist eine funktionssichere Kombination mit neuartigen, thermisch entkoppelten Ankern möglich.

3 Erläuterungen zum Exponat

Mit dem Exponat (Bild 2) sollte das entwickelte innovative Dämmsystem, bestehend aus modular vorgefertigten Va-kuum-Isolation-Paneelen mit spezieller Randausbildung und einem thermisch optimierten Verankerungssystem,

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vative insulation system that can be applied for dou-ble-leafed masonry walls using the vacuum panels as me-dial insulation core in order to achieve the different thermal, geometry and easy installation requirements as well as to guarantee the longevity.

The model presents a complete part of a double-leaf wall where the new insulation system is applied which ful-fils all the current demands of thermal insulation, geomet-rical precision and bearing resistance. It consists of inte-rior load bearing wall leaf, exterior covering brick veneer and medial insulation core of vacuum panels. The vacuum panels are fixed with anchors and consoles made of inte-grated synthetic-stainless steel parts that fit the special

gezeigt werden. Es ist speziell für den Einsatz bei zwei-schaligem Mauerwerk vorgesehen.

Die im Exponat bemusterte zweischalige Wand stellt die Vorgehensweise für den kompletten Außenwandauf-bau dar, der die gesamten Anforderungen an den Mauer-werksbau bauphysikalisch, geometrisch und ingenieurtech-nisch erfüllt.

Die Vakuum-Isolation-Paneele werden über eine mehrteilige, aus Kunststoffmaterial und rostfreiem Stahl hergestellte Verbindungstechnik gehalten. Zu dem Verbin-dungssystem gehören ein speziell entwickelter Anker und eine Konsole. Beide bestehen aus einem Material mit nied-riger thermischer Leitfähigkeit in Kombination mit Teilen aus rostfreiem Stahl. Die speziell entwickelten modularen VIP haben eine stabile Abdeckung und Randausbildung mit abgeschrägten Ecken und sind mit einer Gummidich-tung versehen, die bei der Befestigung mit dem Durch-steckanker aktiviert wird.

4 Ergebnisse

Im Rahmen des Forschungsvorhabens war es möglich, die Vakuumdämmung für den zweischaligen Mauerwerksbau anwendbar weiter zu entwickeln und durch eine optimierte Verbindungstechnik bauphysikalisch und statisch funkti-onssicher zu gestalten. Die Vakuum-Isolations-Paneele be-sitzen einen Vakuumkern und eine spezielle Randausbil-dung, sind vor Beschädigungen geschützt und somit bau-stellentauglich. An den abgeschrägten Ecken werden die Anker hindurchgeführt, über die dann die Gummidichtun-gen der Paneele angedrückt werden, sodass die Luftdicht-heit des Systems gewährleistet ist. Es hat sich gezeigt, dass der Anker und die Konsole durch die Einführung der mitt-leren Kunststoffteile den Wärmedurchgang unterbinden und den Temperaturverlauf innerhalb der Stoßstelle an den Vakuum-Isolations-Paneelen positiv verändern (Bild 3). Durch Verzicht auf das Verbundprinzip ist das System voll-ständig montierbar und sortenrein am Ende des Lebenszy-

Fig. 2. As built model a double leaf masonry wall applying the proposed insulation system (system consists of modular parts with anchoring system)Bild 2. Aufgebaute zweischalige Wand mit der entwickelten Dämm- und Verbindungstechnik (System mit modularen Paneelen mit dem Verankerungssystem)

Fig. 1. Project manager Prof. Dr.-Ing. Wolfram Jäger (TU Dresden) explains the project to the Federal Minister for the Envi-ronment, Nature Conservation, Building and Nuclear Safety Dr. Barbara Hendricks during the Munich fair BAU 2015. MinR Hans-Dieter Hegner, Head of Division B I 5 „Civil Engineering, Sustainable Construction, Building Research“ (centre of picture), follows the explanations (source: StudioLoske, München)Bild 1. Projektleiter Prof. Dr.-Ing. Wolfram Jäger (TU Dresden) erläutert auf der Messe BAU München 2015 der Bundesmi-nisterin für Umwelt, Naturschutz, Bau und Reaktorsicherheit Dr. Barbara Hendricks das Projekt; Ministerialrat Hans-Dieter Hegner, Leiter des Referats B I 5 „Bauingenieurwesen, Nachhaltiges Bauen, Bauforschung“ (Bildmitte), folgt den Ausfüh-rungen interessiert (Bildquelle: StudioLoske, München)

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klus rückführbar. Folgende Hauptergebnisse lassen sich aus dem Einsatz des neuen Verankerungssystems zeigen: – Absenkung von Transmissionswärmeverlusten bis zum

5fachen im Vergleich zu den herkömmlichen Dämmva-rianten,

– Reduzierung des Energieverlustes an den Stoßpunkten bis zum 16fachen im Vergleich zu den herkömmlichen Stahlankern,

– Reduzierung des Energieverlustes im Konsolenbereich bis zum 9fachen im Vergleich zu den herkömmlichen Stahlkonsolen,

– Reduzierung der Wandgesamtdicke durch Verringerung des Abstands zwischen der Hinter- und Vormauerschale von üblicherweise 20 cm auf 6,5 cm, damit größere Nutzfläche,

– hohe Flexibilität bei der Montage und einfacher Toleranz-ausgleich mit der Vormauerschale,

– Die Montierbarkeit sichert die Demontierbarkeit und sortenreine Rückführung im Sinne der Nachhaltigkeit.

5 Dank

Für die Unterstützung bei Planung und Bau dieses Expo-nates sei an dieser Stelle den Projektpartnern und zusätz-lichen Förderern gedankt:– Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG für die Bereitstel-

lung der Metallteile für die Konsolen und Anker,– VARIOTEC GmbH & Co. KG die Bereitstellung der spe-

ziell gefertigten Vakuum-Isolations-Paneele, – Hagemeister GmbH & Co. KG Klinkerwerk, für die Be-

reitstellung vom Klinkern für die Vormauerschale,– Otto Quast, Coswig, für die Bereitstellung der Stahlbe-

tonbalken,– Xella Technologie- und Forschungsgesellschaft mbH in

Kooperation mit Xella Deutschland GmbH für die Kalk-sandstein-Planelemente,

– BBSR, EVONIK, HALFEN, ZIEGEL Nord

chamfered panel corners, which are in turn provided with rubber profiles at the interior edges.

4 Results

Within this research work it was possible to present a new insulation system which consists of sandwich vacuum pan-els that can be fixed by special anchors. The modular structure of the panel allows the prefabrication with two protection layers and special edges so that the functional-ity of the vacuum will be guaranteed over the life time. The anchors and consoles were especially designed for this aim and optimized to achieve an efficient decrease of thermal bridge formation by introducing parts made by synthetic materials at certain points (Fig. 3). In addition the new system provides special installation flexibility and de-mountable properties with abdication of the composite principle.

The new anchoring system achieve the following points:– Reducing the energy loss 5 times in comparison with

traditional thermal insulation materials and systems,– Reducing the energy loss through the anchor 16 times by

using the new system in comparison to traditional steel anchors,

– Reducing the energy loss through the load bearing con-soles 9 times by applying of the optimized consoles in-stead of the traditional steel consoles,

– Achieving slimmer walls by reducing the distance be-tween the interior and exterior walls to 6.5 cm, achiev-ing more usable area.

– high mounting flexibility considering tolerances and dif-ferent possible dimensions of the brick veneer,

– The new system is demountable and sorted recyclable.

5 Acknowledgement

For their support in providing the necessary model mate-rial and for their financial and kind support, the research team would like to deeply thanks to:– Wilhelm Modersohn GmbH & Co. KG for the manufac-

turing and providing the metal parts of the anchors and consoles,

– VARIOTEC GmbH & Co. KG for manufacturing and providing the VIP panels,

– Hagemeister GmbH & Co. KG Klinkerwerk, for provid-ing the Clinker of the veneer bricks,

– Otto Quast, Coswig, providing the reinforced concrete beams,

– Xella Technologie- und Forschungsgesellschaft mbH in cooperation with Xella Germany GmbH, for providing the lime-sandstone of the load bearing leaf,

– BBSR, EVONIK, HALFEN, ZIEGEL Nord

Prof. Dr.-Ing. Wolfram JägerTU Dresden, Fakultät Architektur01062 Dresden

Fig. 3. Comparison between the temperature distribution of the VIP panels when using integrated Synthetic-Stainless steel anchoring system (left) instead of using steel anchoring System (right)Bild 3. Temperaturverläufe in der Wand mit VIP-Paneelen bei Anwendung unterschiedlicher Verankerungssysteme: In-tegriertes System aus Kunststoff-Edelstahl-Teilen (links), Verankerungssystem aus nur Stahlteilen (rechts)

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DOI: 10.1002/dama.201520649


Ulrich Finsterwalder Structural Engineering Award 2015 Impressions from the judging panel’s meeting on 21.11.2014

Ulrich Finsterwalder Ingenieurbaupreis 2015 Impressionen von der Jurysitzung am 21.11.2014

Tensions were running high right up until the closing date for Ernst & Sohn’s 14th Structural Engineering Award. One reason was that, as publisher, we were very eager to see the response to the change of name to the Ulrich Fin-sterwalder Engineering Award, dedicating the award to one of the most influential structural engineers of the 21st century. The second reason lay in the fact that, up until 19 September 2014, the closing date, only one project had been entered. Yet any concerns were dispelled that day and at the start of the following week for the publisher was thrilled to receive a record number of entries with a total of 46 projects submitted from nine countries and all areas of structural engineering. 45 submissions met the entry cri-teria.

Bis zum Einsendeschluss zur 14. Auslobung des Ingenieur-baupreises von Ernst & Sohn war die Anspannung groß. Ein Grund dafür war die Umbenennung in den „Ulrich Finster-walder Ingenieurbaupreis“ und damit die Widmung des Prei-ses an einen der bedeutendsten Bauingenieure des 21. Jahr-hunderts, auf deren Resonanz wir als Verlag sehr gespannt waren. Der zweite Grund lag in der Tatsache, dass bis zum Tag des Einsendeschlusses, dem 19. September 2014, nur ein einziges Projekt vorlag. Doch an diesem Tag und mit dem Beginn der darauffolgenden Woche wurden alle Bedenken zerstreut, denn der Verlag darf sich über eine Rekordbeteili-gung von insgesamt 46 eingereichten Projekten aus neun Ländern und allen Bereichen des Ingenieurbaus freuen. 45 Einreichungen erfüllten die Teilnahmebedingungen.

The judging panel (from left to right): Prof. Viktor Sigrist, Hamburg-Harburg Technical University, Nicolas Janberg, Verlag Ernst & Sohn, Rainer Spitzer, Doka Group Engineering & R&D, Prof. Cengiz Dicleli, HTWG Konstanz, Prof. Norbert Gebbeken, Bavarian Chamber of Civil Engineers, Dr. Karl-Eugen Kurrer, Verlag Ernst & Sohn, Dr. Heiko Trumpf, BuroHappold Engineering, Prof. Hartwig Schmidt, formerly RWTH Aachen, Prof. Steffen Marx, Leibniz University Hannover, Dr. Klaus Stiglat, Dr. Dirk Jesse, Verlag Ernst & Sohn, Dr. Dirk Bühler, Deutsches Museum MunichDie Jury (v. l. n. r.): Prof. Dr. Viktor Sigrist, TU Hamburg-Harburg, M.Sc. Eng. Nico las Janberg, Verlag Ernst & Sohn, Dipl.-Ing. Rainer Spitzer, Doka Group Engineering & R&D, Prof. Cengiz Dicleli, HTWG Konstanz, Prof. Dr.-Ing. habil. Norbert Gebbeken, Bayrische Ingenieurekammer-Bau, Dr.-Ing. Karl-Eugen Kurrer, Verlag Ernst & Sohn, Dr.-Ing. Heiko Trumpf, Happold Inge-nieurbüro, Prof. Dr.-Ing. Hartwig Schmidt, ehem. RWTH Aachen, Prof. Dr.-Ing. Steffen Marx, Leibniz-Universität Hannover, Dr.-Ing. Klaus Stiglat, Dr.-Ing. Dirk Jesse, Verlag Ernst & Sohn, Dr.-Ing. Dirk Bühler, Deutsches Museum München

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The majority of projects submitted come from Ger-many, Austria and Switzerland; however, there are also interesting structures built in Belgium, Brazil, China, France, Saudi Arabia and the USA. For the past two years projects constructed throughout the world but where the engineering work was carried out in Germany, Austria and Switzerland have been eligible. This change in the entry criteria has contributed significantly to the huge diversity in this year’s civil engineering projects. The submissions include 18 bridges, three stadiums, numerous building pro-jects and some interesting special structures.

The twelve-strong judging panel, put together afresh before each award by the publisher Ernst & Sohn from notable representatives from academia and professional practice, public authorities and associations, was faced with a mammoth task. For, despite a preliminary inspec-tion on the day before the meeting, the panel had just one day to choose an award winner from the variety of civil engineering achievements.

The meeting of the judging panel for the 14th Struc-tural Engineering Award took place on 21 November 2014 in the German Physical Society’s Magnus House in Berlin. Magnus House is a meeting place for promoting interdisci-plinary debate between physics and other scientific and technical fields and provided a worthy setting for the dis-cussions which lasted just under 8 hours. Following lengthy discussions, at times heated, the panel voted unan-imously for the award winner, Kaeng Krachan Elephant Park at Zurich Zoo, submitted by Swiss consulting engi-neers Walt + Galmarini AG. The building’s freely shaped shell structure in cross-laminated timber construction is impressive not just from an architectural viewpoint but also from a technical engineering perspective. The panel also decided to commend the Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake, California, construction excavations for the extension of the Rhine power station at Iffezheim, Gruben-tal railway bridge on the new Ebensfeld−Erfurt line, Gold-isthal in the Thuringian Forest and the repair and refur-bishment of the bridge over the Saar at Mettlach. This se-lection demonstrates admirably the wide diversity and range of fields in which civil and structural engineers op-erate.

The awards ceremony for the 2015 Ulrich Finster-walder Structural Engineering Award was held on 30 Jan-uary 2015 in the impressive surroundings of the Hall of Fame of the Deutsches Museum in Munich. Obviously the publisher Ernst & Sohn is once again devoting a special publication to the structural engineering award featuring the award winner, the commended projects, not forgetting all the other submissions naturally. This publication is ex-pected to be distributed to subscribers together with issue 3/2015 (March) of Bautechnik but will also be available direct from the publishers.

Award winner – Kaeng Krachan Elephant Park, Zurich Zoo

Engineers: Walt + Galmarini AG dipl. Ing. ETH SIA USIC (CH)

Architects: Markus Schietsch Architekten GmbH (CH) Lorenz Eugster Landschaftsarchitektur und

Städtebau GmbH (CH)Client: Zoo Zürich AG (CH)

Die Mehrzahl der eingereichten Projekte stammt aus Deutschland, Österreich und der Schweiz; hinzu kommen interessante Bauwerke, die in Belgien, Brasilien, China, Frankreich, Saudi Arabien und den USA realisiert wurden. Seit zwei Jahren dürfen auch weltweit realisierte Projekte, bei denen die Ingenieurleistungen in Deutschland, Öster-reich oder der Schweiz erbracht wurden, eingereicht wer-den. Diese Änderung der Einreichungsbedingungen trägt auf beeindruckende Weise zur Darstellung der großen Viel-falt heutiger Ingenieuraufgaben bei. Unter den Einreichun-gen befinden sich unter anderem 18 Brücken, drei Stadien, zahlreiche Hochbauprojekte und einige interessante Son-derbauwerke.

Der zwölfköpfigen Jury, welche vom Verlag Ernst & Sohn vor jeder Auslobung des Preises neu aus namhaften Vertretern aus Wissenschaft und Praxis, Behörden und Ver-bänden zusammengestellt wird, stand eine Mammutaufgabe bevor. Denn trotz einer Vorbesichtigung am Vortag der Jury-sitzung, galt es, innerhalb nur eines Tages aus der Vielfalt des Wirkens von Bauingenieuren einen Preisträger zu küren.

Die Jurysitzung zum 14. Ingenieurbaupreis fand am 21. November 2014 im Magnus-Haus der Deutschen Phy-sikalischen Gesellschaft in Berlin statt. Das Magnus-Haus ist eine Begegnungsstätte zur Förderung der interdiszipli-nären Gespräche zwischen Physik und anderen technisch-wissenschaftlichen Bereichen und bot den würdigen Rah-men für die knapp 8-stündige Diskussionsrunde. Am Ende vieler, teils leidenschaftlich geführter, Diskussionen vo-tierte die Jury einstimmig für den Preisträger, den „Kaeng Krachan Elefantenpark im Züricher Zoo“, eingereicht durch das Büro Walt + Galmarini AG aus der Schweiz. Das Bauwerk besticht sowohl architektonisch als auch ingeni-eurtechnisch durch seine aufgelöste Schalenkonstruktion in Brettsperrholz-Bauweise. Darüber hinaus beschloss die Jury, den „Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake, Kali-fornien“, die „Baugruben zur Erweiterung des Rheinkraft-werks Iffezheim“, die „Grubentalbrücke im Zuge der Neu-baustrecke Ebensfeld–Erfurt“, Goldisthal im Thüringer Wald sowie die „Sanierung und Instandsetzung der Saar-brücke in Mettlach“ mit einer Auszeichnung zu würdigen. Diese Wahl belegt die enorme Vielseitigkeit und Bandbreite des Betätigungsfeldes für Bauingenieure eindrucksvoll.

Die Preisverleihung des Ulrich Finsterwalder Inge-nieurbaupreises 2015 fand in festlichem Rahmen am 30. Januar 2015 im Festsaal des Deutschen Museums in Mün-chen statt. Selbstverständlich widmet der Verlag Ernst & Sohn dem Ingenieurbaupreis auch dieses Mal wieder eine eigenständige Dokumentation, in welcher der Preisträger, die ausgezeichneten Projekte und natürlich auch alle wei-teren Einreichungen vorgestellt werden. Die Dokumenta-tion wird voraussichtlich zusammen mit dem Heft 3/2015 (März) der Bautechnik an die Abonnenten verteilt und kann alternativ auch direkt über den Verlag bezogen wer-den.

Preisträger – Kaeng Krachan Elefantenpark, Zoo Zürich

Ingenieure: Walt + Galmarini AG dipl. Ing. ETH SIA USIC (CH)

Architekten: Markus Schietsch Architekten GmbH (CH) Lorenz Eugster Landschaftsarchitektur und

Städtebau GmbH (CH)




Bauherr: Zoo Zürich AG (CH)Ausführung: ARGE Elefantenpark Holzbau: Implenia

Schweiz AG – Holzbau (CH) und Strabag AG, Holzbau (CH)

Begründung der JuryIm Zoo Zürich sollte ein Elefantenpark gebaut werden, der durch die Konstruktion und die Landschaftsgestaltung den natürlichen Lebensraum von Elefanten nachbildet. Der durch das Ingenieurbüro Walt + Galmarini AG reali-sierte Elefantenpark besticht sowohl architektonisch als auch ingenieurtechnisch durch die aufgelöste Schalenkon-struktion in Brettsperrholz-Bauweise, die auch handwerk-lich als Nagelkonstruktion sehr anspruchsvoll ist. Die weit gespannte Schale mit ihren geometrisch unterschiedlich angeordneten Lichtöffnungen wird ingenieurtechnisch an-spruchsvoll mit dem vorgespannten Ringbalken verbun-den, der die Kräfte aus der Schale aufnimmt und in die Gründung leitet.

Die hybride Gesamtkonstruktion ist eine große Her-ausforderung für die numerische Modellbildung und für die nichtlineare Analyse. Das Schalendach und die Fas-sade stellen einen integrativen Ansatz dar, der den An-forderungen an Bauphysik, Beleuchtung und Belüftung auf hervorragende Weise gerecht wird. Die Konstruktion und die Materialien stellen einen Beitrag zur Nachhaltigkeit dar, weil sie u. a. sortenrein rückbaubar ist. Nach Meinung der Jury werden die Kriterien Konstruktion, Innovation, Interdisziplinarität, Ästhetik und Nachhaltigkeit ein-drucksvoll erfüllt.

Projektvorstellungen: Ausgezeichnete Projekte – ohne Rangfolge

Auszeichnung – Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake, Kalifornien (USA)

Ingenieure: schlaich bergermann und partner (D)Architekten: schlaich bergermann und partner (D)Bauherr: Flabeg FE GmbH (D)Ausführung: Solarel Enerji Ltd. Izmir (Stahlbaufertigung)

(TR), Tradewinds Construction, Las Vegas (Montage) (USA)

Execution: ARGE Elefantenpark Holzbau: Implenia Schweiz AG – Holzbau (CH) and Strabag AG, Holzbau (CH)

Judging panel’s rationaleThe brief was to create an elephant park for Zurich Zoo whose structure and landscaping mimicked the elephants’ natural environment. The elephant park designed by con-sulting engineers Walt + Galmarini AG is impressive not just from an architectural viewpoint but also from a tech-nical engineering perspective with its freely shaped shell structure in cross-laminated timber construction. Nailing together the layers of roof panels was also technically ex-tremely exacting. Using advanced engineering technology, the shell with its wide span and skylights arranged in irreg-ular formation is connected to the prestressed ring beam which takes up the forces from the shell transferring them into the foundations. The hybrid overall structure is a huge challenge for numerical modelling and for non-linear anal-ysis. The shell roof and facade represent an integrative ap-proach which meets the requirements as regards structural engineering, lighting and ventilation admirably. The con-struction and materials contribute to sustainability as the structure can be dismantled by type of material. In the judging panel’s opinion the criteria are met in impressive fashion as regards design, innovation, interdisciplinarity, aesthetics and sustainability.

Project presentations: Commended projects – no ranking implied

Commended – Ultimate Trough Test Loop, Harper Lake, California (USA)

Engineers: schlaich bergermann und partner (D)Architects: schlaich bergermann und partner (D)Client: Flabeg FE GmbH (D)Execution: Solarel Enerji Ltd. Izmir (steel manufacture)

(TR), Tradewinds Construction, Las Vegas (assembly) (USA)

Judging panel’s rationaleTo develop a new and more cost-effective generation of parabolic-trough collectors to generate solar electricity, consulting engineers schlaich bergermann und partner

(Photo/Foto: Walt + Galmani AG)

(Photo/Foto: schlaich, bergermann und partner)




used an integral approach to optimise the overall structure. The new collectors should be 25 % more cost-effective than the current standard. Adopting an integral interdisci-plinary approach, all the cost factors (cabling, foundations, installation, operation, etc.) were considered to achieve the optimum in large collector design. Horizontal wind loads combined with extremely low permissible deforma-tion are critical when designing a suitable collector struc-ture. A hollow box profile, 24 m long, was chosen as the torsion-resistant support structure. By using a high preci-sion assembly jig it was possible to meet the stringent ge-ometric requirements despite the individual steel compo-nents’ minimal tolerance specifications. The designers dispensed with the usual closed surface for the mirrors in the Ultimate Trough Test Loop. Instead pressure relief gaps were inserted lengthwise to reduce wind load. The anchor-ing of the mirrors was also modified to compensate the structural steelwork’s tolerance. Three-dimensional toler-ance compensation in an adhesive joint allows a more pre-cise parabola shape than was previously possible. This also improves optical performance.

The Ultimate Trough Test Loop project in Harper Lake, California clearly demonstrates the wide range of roles played by civil and structural engineers. Working to-gether with engineers from other branches of the profes-sion in an interdisciplinary approach was crucial for creat-ing a new generation of solar collectors, necessitating ut-most precision due to the scale of the structure.

Commended – Construction excavations for the extension of the Rhine power station at Iffezheim

Engineers: Kempfert + Partner Geotechnik (D)Architects: RMD-Consult GmbH (Vorplanung) (D)Client: Rheinkraftwerke Iffez heim GmbH (D) (Project management: EnBW AG (D))Execution: ARGE RKW Iffezheim: Schleith GmbH (D)

and Implenia AG (CH)

Judging panel’s rationaleAs part of the work to extend the Rhine power station at Iffezheim, it was necessary to excavate three pits, all located within an embankment on an island in the Rhine next to the existing power station. Due to the shape of the main exca-

Begründung der JuryBei der Entwicklung einer neuen und kostengünstigeren Generation von Parabolrinnenkollektoren zur solaren Stromerzeugung nutzte das Ingenieurbüro schlaich ber-germann und partner einen integralen Ansatz zur Opti-mierung der Gesamtkonstruktion. Die neuen Kollekto-ren sollten gegenüber dem aktuellen Standard 25 % kosteneffi zienter sein. Durch den integralen und interdis-ziplinären Ansatz konnten alle Kostenfaktoren (Verkabe-lung, Fundamente, Montage, Betrieb etc.) berücksichtigt werden, um das Optimum bei großen Kollektorkonzep-ten zu erreichen. Die horizontalen Windbelastungen ge-koppelt mit den extrem geringen zulässigen Verformun-gen sind für den Entwurf einer geeigneten Kollektor-struktur maßgeblich. Als torsionssteife Tragstruktur wurde ein aufgelöster Kastenquerschnitt mit einer Länge von jeweils 24 m gewählt. Durch die Verwendung hoch-präziser Montagevorrichtungen können trotz geringer Toleranzanforderungen an die einzelnen Stahlbauteile die hohen geometrischen Anforderungen erreicht wer-den. Beim Ultimate Trough Test Loop wurde erstmalig keine geschlossene Spiegeloberfläche gewählt, sondern Druckentlastungsschlitze in Längsrichtung eingefügt, um die Windlasten zu reduzieren. Weiterhin wurde die Fixie-rung der Spiegel modifiziert, um Toleranzen des Stahl-baus auszugleichen. Ein dreidimensionaler Toleranz-ausgleich in einer Klebefügestelle ermöglicht eine präzi-sere Parabolform als bisher. Dadurch wird der optische Wirkungsgrad erhöht.

Das Projekt „Ultimate Trough Test Loop“ in Harper Lake, Kalifornien, zeigt deutlich, welch großes Aufgaben-spektrum durch Bauingenieure abgedeckt wird. Die in-terdisziplinäre Zusammenarbeit mit anderen Ingenieur-berufen war ausschlaggebend für die Erstellung einer neuen Generation von Sonnenkollektoren, bei denen aufgrund der Dimension höchste Präzision erforderlich wird.

Auszeichnung – Baugruben zur Erweiterung des Rheinkraftwerks Iffezheim

Ingenieure: Kempfert + Partner Geotechnik (D)Architekten: RMD-Consult GmbH (Vorplanung) (D)Bauherr: Rheinkraftwerke Iffezheim GmbH (D) (Projektabwicklung: EnBW AG (D))Ausführung: ARGE RKW Iffezheim: Schleith GmbH (D)

und Implenia AG (CH)

Begründung der JuryIm Zuge der Erweiterung des Rheinkraftwerks Iffezheim wurde die Herstellung von drei Baugruben erforderlich, die sich sämtlich innerhalb eines an das bestehende Kraft-werk anschließenden Inseldamms innerhalb des Rheins befinden. Aufgrund der Form der Hauptbaugrube, der asymmetrischen Belastungsrandbedingungen sowie der ge-genseitigen Interaktion der Baugruben während der ver-schiedenen Bauphasen war eine vereinfachte Berechnung unter Verwendung von Strukturmodellen aus dem Kon-struktiven Ingenieurbau nicht möglich. Grundlage der Mo-dellierung war, dass neben den Bauteilen zusätzlich der um-gebende Boden in einem dreidimen sionalen Kontinuums-modell erfasst wurde. (Photo/Foto: EnBW AG)




Dieses Vorgehen des Ingenieurbüros Kempfert + Partner zeigt beispielhaft, wie das Management der Bau-gruben durch die besondere Ingenieurleistung eines inter-disziplinär aufgestellten Ingenieurteams getragen wird. Die Jury würdigt das Projekt mit einer Auszeichnung, um die Bedeutung der Baustelle als Innovationspool zu wür-digen und das Bauen als Prozess zu veranschaulichen, der in allen Phasen nach kreativen Ingenieurlösungen ver-langt.

Auszeichnung – Saarbrücke Mettlach, Sanierung und Instandsetzung

Ingenieure: Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (D)Bauherr: Landesbetrieb für Straßenbau (LFS) Saarland (D)Ausführung: Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (D)

Begründung der JuryDas SPS-System als sandwichförmige Stahl-Kunststoff-Verbundplatte (Inte gralplatte) ist eine innovative Ent-wicklung von Stephen J. Kennedy (Kanada), die in ver-schiedenen Ingenieurdiszi plinen Eingang gefunden hat (Schiffbau, Offshore, Ingenieurbau). Aufgrund der Be-triebsfestigkeitsprobleme von orthotropen Fahrbahnplat-ten und Beton- bzw. Stahlverbundfahrbahndecks hat Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (Hannover) das SPS-System auf die hiesigen Anforderungen und Normen ausgelegt und weiterentwickelt. Diese kreative Adaption erfolgte in Zusammenarbeit mit namhaften Forschungsstellen und durch aufwendige Versuchsrei-hen. Nach ersten Prototypen wurden nun mit der Saar-brücke Mettlach im Bestand eine Sanierung und Ertüch-tigung erfolgreich umgesetzt. Unter laufendem Verkehr wurde die Betonfahrbahn durch das SPS-System signifi-kant geleichtert. Dadurch konnten die bestehenden Trag-kabel ohne Verstärkung erhalten und somit die Tragfä-higkeiten für Verkehrslasten wesentlich erhöht werden (Hochstufung). Hervorzuheben ist das intelligente Mon-tagekonzept. Das ausgezeichnete Bauwerk hat als Mo-dellprojekt strategische Bedeutung zur Erhaltung und Ertüchtigung von Bestandsbrücken.

vation, the asymmetrical load constraints and the interac-tion between the excavations during the various construc-tion phases it was not possible to perform a simplified cal-culation using structural models from civil and structural engineering. A basic principle of the modelling was that, not only the structural elements, but the surrounding soil had to be included in a three-dimensional continuum model. This approach by consulting engineers Kempfert + Partner shows in exemplary fashion how the excavation work was man-aged through the particular skills of an interdisciplinary team of engineers. The judging panel awarded this project a commendation to recognise the importance of the construc-tion site as an innovation hub and to illustrate that con-struction is a process which requires creative engineering solutions at every stage.

Commended – Saar bridge at Mettlach, repair and refurbishment

Engineers: Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (D)Client: Landesbetrieb für Stra ßenbau (LFS) Saarland (D)Execution: Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (D)

Judging panel’s rationaleThe sandwich plate system (SPS), in which steel and elas-tomer are bonded together as a composite, is an innova-tive development by Stephen J. Kennedy (Canada) which has found its way into various engineering disciplines (shipbuilding, offshore, civil and structural engineering). Due to problems with the fatigue resistance of orthotropic decks and concrete and steel composite decks, Eiffel Deutschland Stahltechnologie GmbH (Hannover) de-signed and further developed the SPS system to meet local needs and standards. This creative adaption was the result of collaboration with renowned research centres and elab-orate testing. Following on from early prototypes, the technique was successfully deployed to repair and rein-force the existing bridge over the Saar at Mettlach. The SPS system considerably reduced the weight of the con-crete deck and the work could be carried out without in-terrupting bridge traffic. The existing supporting cables could be retained without strengthening and the load bearing capacity for traffic significantly increased (up-grade). The ingenious assembly concept deserves particu-lar mention. This superb structure has strategic impor-tance as a model project for maintaining and reinforcing existing bridges.

Commended – Grubental railway bridge on the new Ebensfeld–Erfurt line, Goldisthal in the Thuringian Forest (D)

Engineers: schlaich bergermann und partner (D)Architect: schlaich bergermann und partner (D)Awarding authority: DB ProjektBau GmbH (D)Client: DB Netz AG (D)Execution: Ed. Züblin AG, Direktion Brückenbau, Bereich Brückenbau Süd-Ost (D)

(Photo/Foto: Eiffel Deutschland Stahl technologie GmbH)


Reports – Berichte / Companies and assosiations – Firmen und Verbände

Auszeichnung – Eisenbahnüberführung Grubentalbrücke, VDE 8.1 Neubaustrecke Ebensfeld–Erfurt, Goldisthal im Thüringer Wald (D)

Ingenieure: schlaich bergermann und partner (D)Architekt: schlaich bergermann und partner (D)Auftraggeber: DB ProjektBau GmbH (D)Bauherr: DB Netz AG (D)Ausführung: Arbeitsgemeinschaft Bogenbrücken

Goldisthal Bickhardt Bau AG/ Ed. Züblin AG

Begründung der JuryDie Grubentalbrücke ist Teil der neuen Eisenbahnstrecke Nürnberg–Berlin. Sie wurde in einer für den Hochge-schwindigkeitsverkehr neuen Bauart als semiintegrale Brücke errichtet. Sie überspannt monolithisch eine Ge-samtlänge von 215 m und weist eine markante Mittelöff-nung von 90 m auf. Nur an den Brückenenden sind Bewe-gungsfugen und Lager vorhanden. Das für eine Hochge-schwindigkeitsbrücke außergewöhnlich filigrane Tragwerk besticht durch seine klare Gliederung, die sorgfältige De-tailgestaltung und die herausragende Einpassung in die Umgebung. Der Entwurf des Ingenieur büros schlaich ber-germann und partner erfüllt die bahntechnischen Anforde-rungen in idealer Weise, indem Steifigkeit und Schwin-gungsverhalten optimal aufeinander abgestimmt sind. Auf-grund der ausgewogenen Tragwerksgeometrie konnten die Gleise ohne Schienenauszüge über die Fugen geführt wer-den. Dies garantiert den besten Fahrkomfort und vereint größtmögliche Sicherheit mit geringem Instandhaltungsbe-darf. In ihrer Bauform knüpft die Grubentalbrücke an die große Tradition der Betonbogenbrücken an und entwi-ckelt diese zukunftsfähig weiter.

Judging panel’s rationaleThe Grubental bridge is part of the new railway line be-tween Nuremberg and Berlin. It was erected as a semi-in-tegral bridge using a new type of construction for high-speed rail traffic. A monolithic structure, it spans a total length of 215 m, with a striking centre span of 90 m. Only at the ends of the bridge are expansion joints and bearings fitted. The structure, which is unusually delicate for a high-speed bridge, is impressive for its clean lines, meticulous detailing and the way it blends into its surroundings beau-tifully. The design by engineering contractor schlaich bergermann und partner fulfils the technical specifications perfectly with rigidity and vibration behaviour coordinated in optimum fashion. The balanced structural geometry en-abled the rails to be laid over the joints without the need for expansion devices. This guarantees a high degree of passenger comfort and combines maximum safety with minimum maintenance. With this design the Grubental bridge builds on the great tradition of concrete arched bridges and develops it further, making it fit for the future.

(Photo/Foto: schlaich, bergermann und partner)



Successful trade fair appearance of IBU at the BAU

Numerous companies and associations, from the diverse sec-tors of building materials and building products manufacture, received EPDs (environmental product declarations) for their products from the Institute for Construction and the Environ-ment (IBU) at the BAU 2015 (Figure 1). With the EPDs, they demonstrate the environmental effects of their building mate-rials and thus contribute towards transparency, which thus promotes sustainability in the building industry. The 50 EPDs clearly indicate the topicality of the ecological sustainability aspects in the building industry, since EPDs are incorporated worldwide with their quantitative data over the life cycle of the products in the building certification systems. In addition to long-standing IBU members, such as Xella and the Indus-trieverband Hartschaum e.V., the new member companies Lindner Group, DW Systembau and Erlus were able to re-ceive their first environmental product declarations.

The IBU also presented at BAU 2015 the new building ma-terials database ÖKOBAUDAT of the Federal Institute for Re-search on Building, Urban Affairs and Spatial Development (BBSR). An interface was created between the ÖKOBAUDAT

Erfolgreicher Messeauftritt des IBU auf der BAU

Zahlreiche Firmen und Verbände aus den verschiedenen Be-reichen der Baustoff- und Bauproduktherstellung erhielten auf der BAU 2015 EPDs (Umwelt-Produktdeklarationen) für ihre Produkte vom Institut für Bauen und Umwelt (IBU) über-reicht (Bild 1). Mit den EPDs weisen sie die Umweltwirkun-gen ihrer Baustoffe aus und leisten so einen Beitrag zur Trans-parenz, wodurch Nachhaltigkeit im Bauwesen gefördert wird. Die fast 50 überreichten EPDs verdeutlichen die Aktualität von ökologischen Nachhaltigkeitsaspekten im Bausektor, denn EPDs fließen mit ihren quantitativen Daten über den Lebenszyklus der Produkte weltweit in die Gebäudezertifizie-rungssysteme ein. Neben langjährigen IBU-Mitgliedern wie Xella oder der Industrieverband Hartschaum e.V. konnten auch die neuen Mitgliedsunternehmen Lindner Group, DW Systembau und Erlus ihre ersten Umwelt-Produktdeklaratio-nen in Empfang nehmen.

Das IBU präsentierte auf der BAU 2015 auch die neue Bau-stoffdatenbank ÖKOBAUDAT des Bundesinstituts für Bau-, Stadt- und Raumforschung (BBSR). Zwischen der ÖKOBAU-DAT und dem IBU-Datenbanksystem (EPD-Online) wurde




and the IBU database system (EPD-Online), with which the IBU member companies can transfer the EPD data of their products, free-of-charge and with just a few clicks to the ÖKO-BAUDAT. This enables designers, architects and auditors unli-mited access to sustainability relevant product information for the building rating. In addition, visitors to the IBU stand were able to get to know the new component editor (www.bauteile-ditor.de) of the Federal Institute for Research on Building, Ur-ban Affairs and Spatial Development (BBSR), which was acti-vated in time for the fair. This web-based tool enables anyone to generate ecological balance sheets for complete compo-nents from individual building materials and components free-of-charge. Aspects of resource efficient and sustainable buil-ding can be incorporated early on in their project planning by designers, architects and employers.

An additional highlight for the IBU was the signing for mutual recognition of EPD programs with the Danish EPD program operator DTI (Danish Technological Institute). Through this mutual recognition, it is possible to place Dan-ish EPDs on the German market. At the same time, German EPDs from IBU will be published in Denmark in the EPD Danmark System so as to promote the EPDs throughout Eu-rope (Figure 2).

At the BAU 2015, the IBU agreed with the Turkish build-ing materials association IMSAD on a declaration of intent to set up a Turkish EPD program, which the IBU intends to support through its experience. This cooperation will be an important step both for the Turkish market as well as for the whole of Europe, so as to further strengthen the environmen-tal product declarations and the EN 15804 standard on which it is based.

The IBU is the only organization in Germany that operates a multidisciplinary EPD program for building products on the basis of the ISO and CEN standards. European standard EN 15804, published in April 2012, provides the basis for EPDs valid throughout Europe, and is recommended by the German Building Products Directive (BauPVO). The pertinent require-

eine Schnittstelle geschaffen, mit der IBU-Mitgliedsfirmen die EPD-Daten ihrer Produkte kostenfrei und mit nur wenigen Klicks an die ÖKOBAUDAT übertragen können. Das ermög-licht Planern, Architekten und Auditoren für die Gebäudebe-wertung uneingeschränkten Zugriff auf die nachhaltigkeitsrele-vanten Produktinformationen. Außerdem konnten Besucher am IBU-Stand den neuen Bauteileditor (www.bauteileditor.de) des Bundesinstituts für Bau-, Stadt- und Raumforschung BBSR ken-nenlernen, welches pünktlich zur Messe freigeschaltet wurde. Dieses webbasierte Tool ermöglicht es jedermann kostenfrei, aus einzelnen Baustoffen und Baukomponenten Ökobilanzen für ganze Bauteile zu generieren. So können Planer, Architekten und Bauherren Aspekte des ressourcenschonenden und nach-haltigen Bauens frühzeitig in ihre Projektplanung einbeziehen.

Ein weiteres Highlight für das IBU war die Unterzeichnung zur gegenseitigen Anerkennung von EPD-Programmen mit dem dänischen EPD-Programmhalter DTI (Danish Technolo-gical Institute). Durch die gegenseitige Anerkennung besteht die Möglichkeit, dänische EPDs auf dem deutschen Markt zu platzieren. Gleichzeitig werden deutsche EPDs vom IBU in Dänemark im EPD Danmark System veröffentlicht, um so die EPDs europaweit voranzubringen (Bild 2).

Mit dem türkischen Baustoffverband IMSAD vereinbarte das IBU auf der BAU 2015 eine Absichtserklärung zum Auf-bau eines türkischen EPD-Programms, für das das IBU mit seinen Erfahrungen unterstützend zur Seite stehen will. Diese Zusammenarbeit wird sowohl für den türkischen Markt als auch für ganz Europa ein wichtiger Schritt sein, um die Um-welt-Produktdeklarationen und die zugrundeliegende Norm EN 15804 weiter zu stärken.

Das IBU betreibt als einzige Organisation in Deutschland ein branchenübergreifendes EPD-Programm für Bauprodukte auf Basis der ISO- und CEN-Normung. Die im April 2012 veröffent-lichte europäische Norm EN 15804 liefert die Grundlage für eu-ropaweit gültige EPDs und wird von der Bauproduktenverord-

Fig. 1. IBU Managing Director Dr. Burkhart Lehmann (2nd from the left) and Undersecretary Hans-Dieter Hegner (right) handed out three EPDs for EPS HR-foam products to Dr. Hartmut Schönell, Managing Director of the Industrie-verband Hartschaum e.V. (2nd from the right) and Ulrich Meier, Technology Division (left)Bild 1. IBU-Geschäftsführer Dr. Burkhart Lehmann (2. v. l) und Ministerialrat Hans-Dieter Hegner (r.) überreichen drei EPDs für EPS-Hartschaum-Produkte an Dr. Hartmut Schönell, Geschäftsführer des Industrieverband Hartschaum e.V. (2. v. r) und Ulrich Meier, Referat Technik (l.)

Fig. 2. Signing the mutual recognition between the EPD programs of the Institut Bauen und Umwelt e.V. and EPD Danmark from the Danish Technological Institute, from left to right: IBU Managing Director Dr. Burkhart Lehmann, IBU President Prof. Dr. Horst Bossenmayer, Mathias Sehes-ted Høeg Kemner, Consultant Sustainable Building, DTI, Dr. Eva Schmincke, IBU Expert and Peter Holm Ishøy, Sus-tainable Building Director, DTI.Bild 2. Unterzeichnung der gegenseitigen Anerkennung zwi-schen den EPD-Programmen des Institut Bauen und Um-welt e.V. und dem EPD Danmark vom Danish Technologi-cal Institute, v. l. n. r.: IBU-Geschäftsführer Dr. Burkhart Lehmann, IBU-Präsident Prof. Dr. Horst Bossenmayer, Ma-thias Sehested Høeg Kemner, Consultant Sustainable Buil-ding, DTI, Dr. Eva Schmincke, IBU-Sachverständige und Peter Holm Ishøy, Sustainable Building Director, DTI

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ments will be implemented by IBU as the first EPD program in Europe.

Information: Institut Bauen und Umwelt, Ms Anita KietzmannTel.: (+49) – (0) 30-3087748 4, Fax: (+49) – (0) [email protected]

nung (BauPVO) empfohlen. Die entsprechenden Vorgaben wur-den vom IBU als erstes EPD-Programm in Europa umgesetzt.

Informationen: Institut Bauen und Umwelt, Frau Anita KietzmannTel.: (+49) – (0) 30-3087748 4, Fax: (+49) – (0) [email protected]

Latest “Energy Saving Manual” from KLB

The latest “Energy Saving Manual” from Klimaleichtblock (KLB) informs designers and building contractors in an under-standable manner about the most important innovations in the German Energy Savings Directive (EnEV) 2014/2016. The clear allocation of the individual KLB wall systems to the per-tinent energy saving standard also enables a rapid selection of the appropriate lightweight concrete block. The brochure cov-ers the whole range – from the standard house according to EnEV up to the KfW passive and energy-surplus house.

Initial innovations in the Energy Savings Directive (EnEV) have been in force since 1 May 2014. More will follow at the start of 2016. Reduced primary energy requirement, stricter heat insulating values and their precise controllability are the objectives aimed for. KLB-Klimaleichtblock (Andernach) of-fers with its updated “Energy Saving Manual”, the possibility to obtain detailed information about various brickwork con-structions of lightweight concrete. The brochure arranges the products from the KLB range according to the required energy saving objectives and also provides information about funding programmes.

To find the right wall building material for a new build, the KLB brochure explains precisely the specific products that are suitable for the planned construction projects: Thus the latest EnEV 2014/2016 for new builds continues to specify a ther-mal coefficient of U ≤ 0.28 W/(m2K) as the reference value for external walls. To achieve this specification, various light-weight concrete blocks can be used in line with the required wall thickness. With a low block width of, e. g. 30 cm, the KLB Kalopor is available, which ensures with a maximum thermal conductance of 0.09 W/(mK) the specified thermal coefficient, and does so even without composite heat insulating systems (WDVS). This lightweight concrete block can also be flexibly employed in various construction sectors. In strength category 4 and with a wall thickness of 36.5 cm, this product is suitable not only for the construction of detached, semi-detached and town houses but also for multi-storey housing.

KLBQUADRO has also been designed for multi-storey buildings. This custom-fit lightweight concrete transverse ele-ment is very thick and is especially suitable for designs with thermal insulating systems. Thanks to the external WDVS, whose width depends on the required energy efficiency, the KLBQUADRO is suitable for the implementation of all energy saving requirements. With it, new builds in accordance with the EnEV 2014 standard can be implemented, such as KfW passive and energy-surplus houses.

The updated Energy Saving Manual can be obtained di-rectly by architects, designers and building contractors from KLB-Klimaleichtblock GmbH – by Fax +49 (0)2632/2577770 or by email [email protected].

Further information: KLB-Klimaleichtblock GmbH, Lohmannstraße 31, D-56626 Andernach

Aktuelles „Energiespar-Handbuch“ von KLB

Das aktualisierte „Energiespar-Handbuch“ von Klimaleicht-block (KLB) informiert Planer und Bauunternehmer verständ-lich über die wichtigsten Neuerungen der Energieeinsparver-ordnung (EnEV) 2014/2016. Die übersichtliche Zuordnung der einzelnen KLB-Wandsysteme zum jeweiligen Energiespar-standard ermöglicht zudem eine schnelle Auswahl des passen-den Leichtbetonsteins. Dabei deckt die Broschüre das ganze Spektrum ab – vom Standardhaus nach EnEV bis zum KfW-Passiv- und Plusenergiehaus.

Erste Neuerungen der Energieeinsparverordnung (EnEV) sind seit dem 1. Mai 2014 in Kraft. Weitere folgen zu Jahresbeginn 2016. Weniger Primärenergiebedarf, strengere Wärmedämmwerte und deren genaue Überprüfbarkeit sind die an gestrebten Ziele. Das Unternehmen KLB-Klimaleichtblock (Andernach) bietet mit seinem aktualisierten „Energiespar-Handbuch“ die Möglichkeit, sich detailliert über verschiedene Mauerwerkskonstruktionen aus Leichtbeton zu informieren. Die Broschüre ordnet die Produkte aus dem KLB-Sortiment dabei den gewünschten Energiesparzie-len zu und gibt auch Auskunft über Förderprogramme.

Um bei einem Neubau den richtigen Wandbaustoff zu fin-den, erläutert die KLB-Broschüre genau, welche Produkte zu den geplanten Bauprojekten passen: So gibt die aktuelle EnEV 2014/2016 für Neubauten weiterhin einen Wärme-durchgangskoeffizienten von U ≤ 0,28 W/(m2K) als Referenz-wert für die Außenwände vor. Um diese Vorgabe zu erreichen, können, je nach gewünschter Wanddicke, verschiedene Leichtbetonsteine verwendet werden. Bei einer geringen Stein-breite von beispielsweise 30 cm bietet sich der „KLB Kalopor“ an, der mit einem Wärmeleitwert von höchstens 0,09 W/(mK) den vorgeschriebenen Wärmedurchgangskoeffizienten gewähr-leistet – und das ohne Wärmedämmverbundsystem (WDVS). Dieser Leichtbetonstein ist zudem flexibel auf verschiedene Baubereiche anwendbar: In der Festigkeitsklasse 4 und mit einer Wanddicke von 36,5 cm eignet sich dieses Produkt nicht nur für den Bau von Einfamilien-, Reihen- und Doppelhäu-sern, sondern auch für den mehrgeschossigen Wohnungsbau.

Ebenfalls für mehrgeschossige Bauten wurde der „KLB-QUADRO“ entworfen. Dieses passgenaue Leichtbeton-Plan-element ist sehr dick und kommt besonders für Konstruktio-nen mit Wärmedämmverbundsystem in Frage. Dank des au-ßenliegenden WDVS, dessen Breite sich nach gewünschter Energieeffizienz richtet, eignet sich der KLBQUADRO für die Umsetzung sämtlicher Energiespar-Anforderungen. So werden mit ihm Neubauten nach EnEV 2014-Standard ebenso reali-siert wie KfW-Passiv- und Plusenergiehäuser.

Das aktualisierte Energiespar-Handbuch erhalten Architek-ten, Fachplaner und Bauunternehmer direkt bei der KLB- Klimaleichtblock GmbH – per Fax 02632/2577770 oder per E-Mail ([email protected]).

Weitere Informationen:KLB Klimaleichtblock GmbH, Lohmannstraße 31, 56626 Andernach

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The journal “Mauerwerk” brings together scientific research, techno-logical innovation and architectural practice in all its facets to improve the image of, and gain greater acceptance for, masonry construction. It publishes articles and reports about masonry from research and development, European standardisation and technical regulations, building inspectorate approvals and new developments and also his-torical and current constructions in theory and practice.The articles published in the journal are protected by copyright. All rights, particularly those of translation into foreign languages, are re-served. No part of this journal may be reproduced in any form, includ-ing photocopies, microfilm or any other method, or transmitted in a language used by machinery, especially data processing systems, with-out the written approval of the publisher. The rights for reproduction by lecture, radio or television broadcast, or through magnetic sound or similar methods are reserved. Product names, trade names or common names published in the journal are not to be considered free under the terms of the brand and trademark protection legislation, even if they are not expressly marked as registered trademarks.

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Masonry 2/2015

M1 Energy Plus house at the end of the monitoring phase The calculations of Plus Energy houses were carried out on the basis of the current DIN 18599. Following the construction of these houses, the actual consumption figures and their contributing factors were measured during a moni-toring phase. This article explains the results and how these can be used in future.

The effect of interior insulation on the longitudinal propagation of sound in buildings How does the sound insulation within the building change when, for example, the internal walls of the building are replaced by lightweight partitions following the stripping-out process? How does the connec-tion detail of the internal insulation affect the overall construction? How are these special issues covered in the future standard?

Status of DIN 4109 and the European approach to the standardisation of sound insulation/noise abatementThe article covers the current status of the standard, objections raised and a possible time schedule for its introduction as a building control instrument. In addition, the article will review European ef-forts to achieve standardisation.

Calculation of the fire behaviour of building componentsThe rigging up of tests to ascertain the fire behaviour of masonry in-volves considerable expense. The limited capacity of the test insti-tutes is often a reason for delaying tests. The article investigates the Multiplas programme as a means of calculating the fire behaviour of masonry.

Assessment of the sustainability of small residential buildingsAssessment criteria for small residential buildings have been devel-oped and tested as part of a research project. The first results have been presented during the Bau 2015 exhibition in Munich. Using ex-amples, the article looks at the criteria and how they are applied.

The calculation of thermal bridging caused by components in contact with the groundWhether one applies proof of equivalence or proof in detail – it is dif-ficult to interpret the standard and choose the correct application of boundary conditions for components in contact with the ground. The article sets out the boundary conditions in a clear and concise way, and explains them using examples.

Characterization of uncertainty (probabilistic models) in verification of unreinforced masonry shear wall

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Mauerwerk

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Energieeffizienzhaus Plus „M1“ nach dem Monitoring Die Berechnung von Plusenergiehäusern erfolgte auf der Basis der aktuellen Ausgabe der DIN 18599. Für diese Häuser wurden in der Monitoringphase der tatsächliche Verbrauch und dessen Einflussgrößen ermittelt. Welche Ergebnisse vorliegen und wie diese für die Zukunft genutzt werden können, zeigt dieser Beitrag.

Einfluss der Innendämmung auf die Schalllängsleitung in Gebäuden Wie wird die Schalldämmung im Gebäude verändert, wenn z. B. nach Entkernung des Gebäudes die Innenwände mit Leichtwänden errichtet werden? Wie wirken sich die Anschlussarten der Innen-dämmung an die Konstruktion aus? Wie sind die Besonderheiten in der künftigen Norm abgebildet?

Stand der DIN 4109 und der europäische Ansatz zur Normierung der Schalldämmung/des Schallschutzes Der Beitrag befasst sich mit dem aktuellen Stand der Norm, ihren Einsprüchen und dem möglichen Zeitplan für die bauaufsichtliche Einführung. Ferner wird über die europäischen Anstrengungen zur Normierung berichtet.

Brandverhalten von Bauteilen berechnen Versuche zum brandschutztechnischen Verhalten von Mauerwerk sind oft mit hohen Kosten verbunden oder eingeschränkte Kapazitä-ten der Prüfinstitute verhindern eine zeitnahe Prüfung. Der Beitrag zeigt Berechnungsmöglichkeiten des brandschutztechnischen Ver-haltens von Mauerwerk mit dem Programm Multiplas.

Nachhaltigkeitsbewertung von Gebäuden im Kleinhausbau Im Rahmen eines Forschungsvorhabens wurden Kriterien für den Kleinhausbau entwickelt und getestet. Erste Ergebnisse sind im Rah-men der Messe Bau 2015 in München vorgestellt worden. Der Bei-trag beschäftigt sich mit den Kriterien und deren Anwendung an-hand von Beispielen.

Die Berechnung von Wärmebrücken an erdberührten Bauteilen Ob Gleichwertigkeitsnachweis oder detaillierter Nachweis − die An-wendung der richtigen Randbedingungen für erdberührte Bauteile ist schwierig aus dem bestehenden Normwerk zu entnehmen. Der Bei-trag stellt übersichtlich die Randbedingungen zusammen und erläu-tert sie anhand von Beispielen.

Sicherheitsbetrachtungen beim Nachweis von unbewehrten Mauerwerkswandscheiben (Wahrscheinlichkeitsmodelle)

(Änderungen vorbehalten)

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Fachliteratur zum Thema Mauerwerk und Holzbau

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Theory of Structures – Past and Present

This book provides the reader with a consistent

approach to theory of structures on the basis

of applied mechanics. It covers framed structu-

res as well as plates and shells using elastic and

plastic theory, and emphasizes the historical

background and the relationship to practical

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Fundamentals, Framed

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2013. 680 pages

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This book traces the evolution of theory of struc-

tures and strength of materials – the develop-

ment of the geometrical thinking of the Renais-

sance to become the fundamental engineering

science discipline rooted in classical mechanics.

Starting with the strength experiments of Leo-

nardo da Vinci and Galileo, the author examines

the emergence of individual structural analysis

methods and their formation into theory of

structures in the 19th century.

Karl-Eugen Kurrer

The History of the

Theory of Structures

From Arch Analysis to

Computational Mechanics

2008. 848 pages

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