Trocknungsreserven schaffen - Quadriga

Im Blickpunkt: Holzschutz
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1/2010
Trocknungsreserven schaffen
Einfluss des Feuchteeintrags aus Dampfkonvektion
Hygrothermische Simulationen stellen mittlerweile den Stand
der Technik zur Beurteilung der Feuchtesicherheit von Baukonstruktionen
dar [1]. Meist wird dazu eine eindimensionale
Berechnung für den Regelquerschnitt des Bauteils durchgeführt.
Ebenso wie beim sog. „Glaserverfahren“ werden hierbei
Undichtheiten vernachlässigt, so dass beidseitig diffusionsdichte
Konstruktionen im Widerspruch zu den praktischen
Erfahrungen häufig als unproblematisch erscheinen. Da selbst
bei sorgfältig luftdicht ausgeführten Konstruktionen immer
Restleckagen haben und damit kleine Feuchteeinträge verbleiben,
sind diese zur Schadensvermeidung durch eine entsprechende
Trocknungsreserve zu kompensieren.
Eine quantitative Erfassung der Auswirkung von Dampfkonvektionsvorgängen
ist daher dringend erforderlich. Basierend
auf einer umfangreichen Literaturrecherche wurde deshalb in
[2] ein vereinfachtes Modell zur Berücksichtigung der Dampfkonvektion
bei hygrothermischen Simulationsrechnungen
vorgestellt. Die Hintergründe, Annahmen und Voraussetzungen
für dieses Modell werden im Folgenden zusammengefasst
und seine praktische Relevanz mit einem Anwendungsbeispiel
untermauert.
Druckneutrale Ebene
Autoren:
Hartwig M. Künzel und
Daniel Zirkelbach
Fraunhofer- Institut für Bauphysik
(IBP), Holzkirchen
Quantifizierung von
Feuchteeinträgen durch
Dampfkonvektion
Der konvektive Eintrag von
Feuchte über Fehlstellen der
Dampfbremse bzw. Luftdichtheitsebene
ist ein mehrdimensionaler
Effekt der mit einer
eindimensionalen Berechnung
nicht unmittelbar erfasst werden
kann. Da die genaue Ausbildung
von Leckagen und
Durchströmungswegen nicht
bekannt ist, erscheint daher
ein Modell sinnvoll, bei dem
in einer eindimensionalen
Simulation nicht die Durchströmung
selbst, sondern nur
das ausfallende Tauwasser als
Feuchtequelle innerhalb der
Konstruktion abgebildet wird.
Einen ersten Versuch der
Quantifizierung von Feuchte -
einträgen durch Dampfkonvektion
stellt die vom IBP
schon 1999 für die Feuchteschutzbeurteilung
von Holzkonstruktionen
vorgeschla-
gene Einbeziehung einer Konvektionstauwassermenge
von
250 g/m 2 bei der Diffusionsberechnung
nach Glaser dar
[3]. Dieser Wert zur Berücksichtigung
konvektionsbeding
ter Feuchtequellen wurde
damals aus den Ergebnissen
amerikanischer Untersuchungen
an praxisgerecht ausgeführten
Leicht baukonstruktionen
[4] abgeleitet. Inzwischen
scheint er auf eine breitere
Akzeptanz zu stoßen, wie z.B.
im Informationsdienst Holz zu
Flachdächern [5], bei den
Aachener Bausachverständigentagen
[6] oder im Entwurf
zur Holzschutznorm DIN
68 800-2 [7] zu sehen.
Die Größenordnung
stimmt
Im Vergleich zu den zulässigen
Tauwassermengen aufgrund
von Dampfdiffusion
nach DIN 4108-3 [8] von 500
bzw. 1000 g/m 2 erscheint die
Größenordnung der konvektionsbedingten
Feuchtequelle
mit 250 g/m 2 als angemessen.
Leider gibt es darüber hinaus
bislang kaum belastbare Untersuchungen
aus denen zuverlässigere
Werte für die
Bauteilbefeuchtung durch
Dampfkonvektion entnommen
werden könnten [2]. Deshalb
dient die damals für eine
nordorientierte Außenwandkonstruktion
ermittelte konvektive
Feuchtequelle bis auf
weiteres auch als Referenzfall
zur Entwicklung eines instationären
Dampfkonvektionsmodells
für hygrothermische
Simulationsberechnungen.
Wind und thermischer Auftrieb
als treibende Kraft
Abb. 1:
Druckdifferenzen über der Gebäudehülle
infolge von thermischen Auftriebskräften.
In Mitteleuropa ist die
Feuch te konzentration im Innenraum
und damit der Wasserdampfpartialdruck
in der
Regel höher als in der Außenluft.
Eine nennenswerte
Durchströmung von undichten
Bauteilen findet allerdings
nur statt, wenn die Druckverhältnisse
dies ermöglichen –
also z.B. bei Winddruck/ -sog
von außen oder bei größeren
Temperaturdifferenzen zwischen
innen und außen durch
thermischen Auftrieb. Während
eine Durchströmung von
außen eher zu einer Trocknung
des Bauteils beiträgt,
kann eine Durchströmung von
innen zu einer nennenswerten
Feuchtezufuhr führen, wenn
entlang des Strömungswegs
die Taupunkttemperatur unterschritten
wird. Befeuchtungsrelevant
sind also nur
Zeiträume mit einer höheren
Innenraum- als Außenlufttemperatur,
wenn gleichzeitig
ein Gesamtdruckgefälle von
innen nach außen vorliegt.
Während der Wind bei der
Durchströmung von Bauteilen
aus feuchtetechnischer Sicht
eine untergeordnete Rolle
spielt, hat der thermische Auftrieb
eine wesentlich größere
Bedeutung. Er führt im Winter
zu einer höhenabhängigen
Druckdifferenz über der Gebäudehülle
(Abb. 1). Dadurch
entsteht im oberen Bereich
des Gebäudes ein stetiger
Überdruck mit der Folge einer
Durchströmung von innen
nach außen und damit einer
Gefährdung der Bauteile
durch Konvektion. Dem steht
im unteren Gebäudebereich
ein Unterdruck gegenüber,
der eine Durchströmung von
außen nach innen bewirkt
und damit feuchtetechnisch
uninteressant ist. Eine aus-

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führliche Beschreibung der
thermischen Auftriebsphänomene
bei Gebäuden ist z.B. in
[9] zu finden. Über die Risiken
verschiedener Strömungspfade
gibt auch das condetti BASICs
in diesem Heft Auskunft.
Dampfkonvektionsmodell
Die Gebäudehöhe muss
folg lich in ein instationäres
Konvektionsmodell einfließen.
Hinzu kommt, dass eine Befeuchtung
im Modell vereinfachend
nur dann berücksichtigt
wird, wenn im Durchströmungsbereich
die Taupunkttemperatur
des Innenraumklimas
unterschritten wird – sich
also an der betreffenden Position
i.d.R an der Unterspannbahn
oder äußeren Beplankung
Kondensat bilden würde.
Im Falle einer Unterschreitung
der Taupunkttemperatur
in der Durchströmungsebene
wird der aus der Temperaturdifferenz
resultierende auftriebsbedingte
Überdruck im
Innenraum ermittelt. Die
ANSI/ ASHRAE Norm 160-
2009 zur feuchtetechnischen
Auslegung der Gebäudehülle
[10] empfiehlt zur Berechnung
der auftriebsbedingten Druckdifferenzen
folgenden Ansatz
bei dem die neutrale Ebene in
der Mitte des zusammenhängenden
Luftraums liegend und
die Leckagen als gleichmäßig
verteilt angenommen werden:
mit:
DP [Pa]
(1)
Druckdifferenz zwischen
innen und
außen
r [kg/m 3 ] Dichte der Außenluft
(r = 1,3 kg/m 3 )
T a [K] Lufttemperatur
außen
T i [K] Lufttemperatur
innen
g [m/s 2 ] Gravitationskonstante
(g = 9,81 m/s 2 )
h [m] Höhe des zusammenhängenden
Luftraums im Gebäude
Vereinfacht ergibt sich daraus
für den leckagebedingten
Volumenstrom q CL (CL = component
leakage) im oberen
Bereich der Gebäudehülle:
q CL = k CL · DP (2)
q CL [m 3 /m 2 h] Luftvolumen -
strom durch das
Bauteil
k CL [m/hPa] Durchlässigkeitskoeffizient
des Bauteils, wobei
der Koeffizient
k CL die Qualität
der Luftdichtheit
darstellt.
Die aus der Dampfkonvektion
resultierende Tauwassermenge
wird dann aus der Differenz
der in der Innenraumluft
vorhandenen Wasserdampfkonzentration
und der
Sättigungskonzentration bei
der Temperatur in der Tauwasserebene
nach Gleichung 3
ermittelt und der entsprechenden
Bauteilschicht als Feuchtequelle
S CL zugeführt:
S CL = q CL · (c i - c sat,xp ) (3)
S CL [kg/m 2 h]dampfkonvek -
tionsbedingte
Feuchtequelle
im Bauteil
c i
[kg/m 3 ] Wasserdampfkonzentration
im Gebäude
c sat,xp [kg/m 3 ] Wasserdampf -
sättigungskonzentration
bei
der Temperatur
an der Position
xp, wo der konvektionsbedingte
Tauwasserausfall
vermutet
wird
Das Modell ermöglicht also
eine instationäre Ermittlung
der konvektiv eingetragenen
Feuchtemenge in Abhängigkeit
von
• der Höhe des zusammenhängenden
Raumluftvolumens,
• der Temperatur in der vorher
festgelegten potentiellen
Tauwasserebene des Bauteils,
• von den aktuellen Außenund
Raumklimabedingungen
• sowie vom Durchlässigkeitskoeffizient
k CL des betrachteten
Bauteils.

Im Blickpunkt: Holzschutz
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Tabelle 1: Luftdichtheitsklassen abhängig von der Durchströmung der
Gebäudehülle
Luftdurchlässigkeit Durchlässigkeitskoeff.
Luftdichtheitsklasse n. DIN 4108-7 Bauteil
q 50 [m 3 /m 2 h]
k CL [m/hPa]
A 1,0 0,0015
B 3,0 0,004
C 5,0 0,007
Abb. 2:
Konstruktionsquerschnitt
des Anwendungsbeispiels
s d
300 m
s d
2 m
bzw.
Die Qualität der
Gebäudehülle
Der Koeffizient k CL ist noch
unbekannt; er hängt von der
Qualität der Gebäudehülle ab.
Wie eingangs erwähnt kann
er aus einer Rückrechnung
mit Hilfe von WUFI ® 5 gewonnen
werden. Dazu dient als
Referenz (analog zu [3]) die
Nordwand (Holzkonstruktion
mit 20 cm Mineralwolle) eines
Einfamilienhauses mit zwei
Geschossen (h = 5 m). Dort
soll im oberen Bereich der äußeren
Beplankung unter Holzkirchner
Klimabedingungen
eine konvektionsbedingte Tauwassermenge
von 250 g/m 2
anfallen. Der sich daraus ergebende
Durchlässigkeitskoeffizient
k CL beträgt 0,007 m/hPa
(Klasse C in Tabelle 1).
Bei diesem Referenzfall
wurde für das Gebäude ein
n 50 -Wert von 5 h -1 vorausgesetzt.
Bei besserer Gebäudedichtheit,
wie heute üblich, ist
davon auszugehen, dass auch
die Bauteilleckagen und damit
die Bauteildurchlässigkeit abnehmen.
Geht man von einem
näherungsweise linearen Zusammenhang
zwischen der
Bauteildurchlässigkeit und der
Luftdichtheit der gesamten Gebäudehülle
aus, lässt die in Tabelle
1 vorgestellte Abstufung
von k CL anhand von Luftdichtheitsklassen
vornehmen.
s d
100 m
22
240
Im Fall von Einfamilienhäusern
ergibt sich näherungsweise
Zahlenwertgleichheit
zwischen dem q 50 -Wert und
dem üblicherweise bei Objektprüfungen
ermittelten n 50 -
Wert, so dass die Luftdichtheitsklassen
hier mit den Anforderungen
an den Luftwechsel
übereinstimmen. Klasse A
entspricht dabei dem künftigen
Grenzwert für ein Gebäude
mit kontrollierter Lüftung und
Wärmerückgewinnung nach
DIN 4108-7:2010 (n 50 = 1,0 h -1 )
und Klasse B spiegelt die Mindestanforderungen
der Bonusregelung
der deutschen Energieeinsparverordnung
für ein
luftdichtes Gebäude wieder
(n 50 = 3,0 h -1 ). Klasse C – ohne
Nachweis – entspricht in etwa
dem Niveau neuerer Holzhäuser
in Deutsch land [9].
Anwendungsbeispiel
Anhand einer Flachdachkonstruktion
mit 240 mm
Mineralfaserdämmung und
äußerer OSB-Schalung soll
der Einfluss der Dampfkonvektion
auf die feuchtetechnische
Beurteilung verdeutlicht
werden. Die Abdichtung des
Dachs weist einen Diffusionswiderstand
von 300 m und
eine kurzwellige Strahlungsabsorptionszahl
von 0,6
(graue Farbgebung) auf.
Auf der Innenseite wird entweder
eine Dampfsperre mit
einem s d -Wert von 100 m oder
eine Dampfbremse mit nur 2
m eingesetzt. Als Außenklima
wird der meteorologische Datensatz
von Holzkirchen und
im Innenraum eine normale
Feuchtelast nach [11] verwendet.
Als mögliche konvektive
Befeuchtungsebene wird die
Zone zwischen OSB-Schalung
und darunter liegender Mineralfaserdämmung
ausgewählt.
Die Berechnungen werden mit
Hilfe der hygrothermischen
Simulationssoftware WUFI ® 5
für ein zweistöckiges Haus (h
= 5 m) durchgeführt.
Der Verlauf der Holzfeuchte
über den Berechnungszeitraum
von sieben Jahren ist
für die Konstruktion mit der
Dampfsperre (s d = 100 m) in
Abb. 3 oben dargestellt. Da
diese Variante nach außen
und innen weitgehend diffusionsdicht
ausgeführt ist,
kann vorhandene oder eindringende
Feuchte kaum austrocknen.
Daher führt bereits
eine geringe konvektiv bedingte
Feuchtequelle von etwa
40 g/m 2 a (Luftdichtheitsklasse
A, q 50 = 1,0 m 3 /m 2 h) zu einer
langsamen Auffeuchtung der
OSB-Schalung. Bei größeren
Undichtheiten wird die kritische
Holzfeuchte von 20 M-%
bereits nach 7 (q 50 = 3,0
m 3 /m 2 h) bzw. 4 Jahren (q 50 =
5,0 m 3 /m 2 h) überschritten.
Ganz andere Verhältnisse
ergeben sich bei der Variante
mit der moderaten Dampfbremse
(s d = 2 m) in Abb. 3
unten. Hier nimmt die Feuchte
ausgehend von einem Gleichgewichtszustand
bei 80 % r.F.
jeweils langsam ab. Im Gegensatz
zur ersten Konstruktionsvariante
zeigen sich im
Feuchteverhalten nur geringe
Unterschiede zwischen den
drei Luft dichtheitsklassen.
Eine kritische Holzfeuchte
wird hier trotz Dampfkonvektion
in keinem Fall erreicht,
weil das Rücktrockungspotential
überwiegt.
Dieses Beispiel zeigt, dass
beidseitig stark diffusionshemmend
ausgeführte Konstruktionen
wenig fehlertolerant
sind und dementsprechend
hohe Anforderungen an eine
luftdichte Ausführung gestellt
werden müssen. Bei der diffusionsoffeneren
Ausführung
werden die hygrothermischen
Verhältnisse durch zusätzliche
Feuchtequellen dagegen weit
weniger stark beeinflusst. Sie
sind somit wesentlich fehler -
toleranter.
Je höher desto dichter
Dass die konvektive Feuchtequelle
nicht nur von der
Luftdichtheit und dem Konstruktionstyp
abhängt, sondern
auch von der Höhe des
zusammenhängenden Raumluftvolumens
zeigt Abb. 4
oben. Im Gegensatz zum
schwarz eingezeichneten Referenzfall
(Holzkirchner
Klima, Gebäudehöhe 5 m,
Dampfbremse mit s d = 2 m)
führt eine größere Gebäudehöhe
zu einer langsamen

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Im Blickpunkt: Holzschutz
Österreichs führender
Holzschutz-Spezialist
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Abb. 3:
Berechneter Verlauf der Holzfeuchte
in der äußeren OSB-Schalung in Abhängigkeit
von der Dichtheit der Gebäudehülle.
Der Diffusionswiderstand
(s d -Wert) des Daches nach innen beträgt
100 m (oben) bzw. 2 m (unten).
Abb. 4:
Berechneter Verlauf der Holzfeuchte
in der äußeren OSB-Schalung in Abhängigkeit
von der Gebäudehöhe
und des Außenklimas (Referenzfall
jeweils schwarz eingezeichnet).
Auffeuchtung der OSB-Schalung.
Dies könnte jedoch
durch eine bessere Luftdichtheit
kompensiert werden, da
die Gebäudehöhe eine ähnliche
Wirkung hat wie die
Durchlässigkeit der Gebäudehülle.
Wie anhand der Gleichungen
1 und 2 zu erkennen,
steigt die Dampf konvektion
jeweils proportional zur Gebäudehöhe
sowie zur Luftdurchlässigkeit
an. D.h. eine
Verdoppelung der Gebäudehöhe
führt zu keiner Veränderung
wenn gleichzeitig die
Durchlässigkeit der Gebäudehülle
halbiert wird. Anders
ausgedrückt: Je höher man
baut, desto luftdichter muss
die Gebäudehülle sein.
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Im Blickpunkt: Holzschutz
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Das Außenklima ist
entscheidend
Der Einfluss des Außenklimas
folgt demgegeüber ganz
anderen Gesetzen. Betrachtet
man neben Holzkirchen einen
wärmeren und einen noch alpineren
Standort, wie z.B. Locarno
und Davos ergeben sich
die in Abb. 4 unten dargestellten
Holzfeuchteverläufe. Während
die Konstruktionsvarian -
te mit der moderaten Dampfbremse
(s d = 2 m, Höhe 5 m)
in Holzkirchen und Locarno
problemlos funktioniert säuft
sie in Davos in kurzer Zeit ab
(> 20 M.-% nach 1,5 Jahren).
Der Hauptgrund für die starken
Unterschiede liegt hier
nicht nur am geringfügig größeren
Feuchteeintrag im Winter,
sondern in erster Linie am
wesentlich kleineren sommerlichen
Austrocknungspotential
in der Gebirgsregion von Davos.
Unter solchen Bedingungen
stellt aber auch der Einsatz
einer Dampfsperre
(s d = 100 m) keine bessere Lösung
dar. Hier dauert es nur
etwas länger (2 Jahre) bis die
kritische Feuchte von 20 M-%
dauerhaft überschritten wird.
In diesem Fall hilft nur die
Wahl einer völlig anderen
Dachkonstruktion (z.B. die in
Alpenregionen übliche Aufdachdämmung).
Schlussfolgerungen
Die Berücksichtigung des
Feuchteeintrags durch Dampfkonvektion
erhöht die Planungssicherheit
im Holzbau,
da sich die Auswirkungen der
unterschiedlichen baulichen
und klimatischen Einflussfaktoren
besser abschätzen lassen.
Die Feuchteschutzbeurteilung
mithilfe hygrothermischer
Simulationsverfahren
wird dadurch praxisgerechter,
denn die notwendigen Trocknungsreserven
lassen sich
genauer bemessen. Die mit
dampfdichten Konstruktionen
verbundenen Feuchterisiken
werden genauso offengelegt,
wie die Probleme, die sich bei
innenseitig diffusionsoffeneren
Konstruktionen ergeben,
wenn die sommerliche Rücktrocknung
aufgrund der äußeren
Klima- oder Strahlungsverhältnisse
hinter den Erwartungen
zurückbleibt. Obwohl
hinsichtlich der Spezifizierung
der Luftdurchlässigkeit von
Bauteilen noch Unsicherheiten
bestehen, stellt der Einsatz des
hier vorgestellten Dampfkonvektionsmodells
für feuchteempfindliche
Konstruktionen
eine deutliche Verbesserung
der Risikoabschätzung
dar.
Literatur
[1 DIN EN 15026: Wärme- und
feuchtetechnisches Verhalten von
Bauteilen und Bauelementen – Bewertung
der Feuchteübertragung durch
numerische Simulation. Juli 2007.
[2] Zirkelbach, D., Künzel, H.M.
Schafaczek, B. und Borsch-Laaks, R.:
Dampfkonvektion wird berechenbar –
Instationäres Modell zur Berücksichtigung
von konvektivem Feuchteeintrag
bei der Simulation von Leichtbaukons -
truktionen. Proceedings AIVC-BUILD -
AIR, Berlin 2009.
[3] Künzel, H. M.: Dampfdiffusionsberechnung
nach Glaser – quo vadis?
IBP Mitteilung 26 (1999), Nr. 355.
[4] TenWolde, A. et al.: Air Pressures
in Wood Frame Walls. Thermal
Performance of the Exterior Envelopes
of Buildings VII. Clearwater, Florida,
USA (1998).
[5] Schmidt, D.; Winter, S.: Informationsdienst
Holz Spezial - Flachdächer
in Holzbauweise. H 576 (September
2008).
[6] Borsch-Laaks, R.: Wie undicht
ist dicht genug? Tagungsband Aachener
Bausachverständigentage 2009,
S. 119-132.
[7] E DIN 68 800-2: Holzschutz -
Vorbeugende bauliche Maßnahmen im
Hochbau, Normentwurf 11/2009.
[8] DIN 4108-3: Wärmeschutz und
Energie-Einsparung in Gebäuden –
Klimabedingter Feuchteschutz. Juli
2001.
[9] Geißler, A. und Hauser, G.: Abschätzung
des Risikopotentials infolge
konvektiven Feuchtetransports. Abschlussbericht
AiF-Forschungsvorhaben
12764, Fachgebiet Bauphysik der
Universität Kassel (Juli 2002).
[10] ANSI/ASHRAE Standard 160-
2009: Criteria for Moisture Control
Design Analysis in Buildings.
[11] WTA-Merkblatt 6-2: Simulation
wärme- und feuchtetechnischer
Prozesse. Mai 2002.
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