Report 15 - Verband Deutscher Betoningenieure

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

Vorwort
VDB-Report 5 beinhaltet die Vorträge, die im Anschluss der Mitgliederversammlung
des Verbands Deutscher Betoningenieure e.V. am . Mai 2009 in Würzburg gehalten
wurden.
Während sich die Themen der im 2-Jahres-Rhythmus stattfindenden ganzjährigen
VDB-Fachtagungen mit neuen Entwicklungen und zukünftigen Tendenzen befassen,
werden in den dazwischenliegenden Jahren nach der Mitgliederversammlung aktuelle
Themen behandelt.
Im ersten Beitrag wird über den Neubau der zweiten Schleuse Wusterwitz berichtet,
die im Rahmen des Verkehrsprojekts Deutsche Einheit Nr. 7 im Verlauf des Elbe-Havel-Kanals
ab 20 2 die 80 Jahre alte Anlage ergänzen soll. Die Besonderheit dieser
Schleuse ist der Bau als erste gesamtmonolithische Schleuse Deutschlands. Dabei
wird vollständig auf Dehnfugen sowohl bei der Bodenplatte als auch in den Kammerwänden
verzichtet, wodurch besondere Anforderungen bei der Bemessung der Konstruktion
als auch bei der Entwicklung der Betone zu berücksichtigen waren.
Der zweite Beitrag gibt einen Überblick über die möglichen Verfahren zur Bewertung
der Betondruckfestigkeit im Bauwerk auf der Grundlage der im Mai 2008 erschienenen
DIN EN 7 „Bewertung der Druckfestigkeit von Beton in Bauwerken oder in
Bauwerksteilen“. Er beschreibt aber auch die ggf. sich ergebenden Risiken bei unsachgemäßer
Anwendung der Norm. Der Autor stellt mit einem Beispiel auch das von
einem VDB-Arbeitskreis unter Mitwirkung anderer Institutionen erarbeitete Formblatt
für die Handhabung von DIN EN 7 vor.
Wir danken den Referenten und der Verlag Bau+Technik GmbH, Düsseldorf, für die
Abdruckerlaubnis und die Zurverfügungstellung der entsprechenden Unterlagen.
Bisher erschienen sind:
Dr.-Ing. Karsten Rendchen,
. Vorsitzender des VDB
VDB Report : Beton mit Silikastaub – Eine Literaturstudie
VDB Report 2: Beton – Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Goslar 994
VDB Report : Wirkung von Trennmitteln auf die Betonrandzone – Untersuchungsbericht
VDB Report 4: Beton – Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Erfurt 996
VDB Report 5: Beton – Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Würzburg 998
VDB Report 6: 25 Jahre Verband Deutscher Betoningenieure – Jubiläumsveranstaltung am 5. Mai 999 in Hannover
VDB Report 7: Beton – Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Marburg 2000 und Vortragsveranstaltung des
VDB in Kassel 200
VDB Report 8: Beton – Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Bremen 2002
VDB Report 9: Anwendung der Vapor-Technologie bei der Nachbehandlung von Beton-Pflastersteinen – Untersuchungsbericht
VDB Report 0: Baurecht / Neue Normen / Qualitätsüberwachung
VDB Report : Beton – Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Weimar 2004 und Vortragsveranstaltung
des VDB in Fulda 2005
VDB-Report 2: Maßnahmen zur Verminderung der Zwangsbeanspruchungen infolge Hydratationswärme
VDB-Report : Beton – Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Bergisch Gladbach 2006 und Vortragsveran-
staltung des VDB in Kassel 2007
VDB-Report 4: Beton – Entwicklungen und Tendenzen, Fachtagung des VDB in Speyer 2008

Inhalt Seite aus
Neubau 2. Schleuse Wusterwitz – Besonderheiten einer vollmonolithischen Schleuse
aus Stahlbeton
Prof. Dr.-Ing. Nguyen Viet Tue, Leipzig, und Dipl.-Ing. André Weisner, Magdeburg
6 beton 5-2009
Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit nach DIN EN 13791 0 beton 4/2009
Dr.-Ing. Ulrich Wöhnl VDB, Osnabrück
5

Wasserbau
Neubau 2. Schleuse Wusterwitz –
Besonderheiten einer vollmonolithischen
Schleuse aus Stahlbeton
Nguyen Viet Tue, Leipzig, und André Weisner, Magdeburg
Am Ende des Elbe-Havel-Kanals wird im Rahmen des Verkehrsprojekts Deutsche Einheit Nr. 17 der Neubau der 2. Schleuse
Wusterwitz ausgeführt. Sie soll ab 2012 die vor 80 Jahren gebaute Altanlage ergänzen. Die neue Schleuse hat eine Gesamt-
länge von 261,03 m, eine Bauwerkshöhe über Gründungssohle von 12,50 m bis 14,45 m und eine Außenbreite im
Kammerquerschnitt von 22,50 m, die sich im Unterhaupt bis auf 34,30 m aufweitet. Die Besonderheit dieser 2. Schleuse ist
der Verzicht auf Dehnfugen sowohl bei der Bodenplatte als auch bei den Kammerwänden. Die guten Erfahrungen bei den
bisher errichteten teilmonolithischen Schleusen sowie die guten Baugrundbedingungen in Wusterwitz führten zur Planung
der ersten gesamtmonolithischen Schleuse Deutschlands. In dem Beitrag werden der Weg zur vollmonolithischen Bauweise,
die Besonderheiten bei der Bemessung der dehnfugenlosen Konstruktion und die Anforderungen an den Beton beschrieben.
1 Ausbaugrundsätze und Einführung
Der Neubau der 2. Schleuse Wusterwitz ist
Bestandteil des Verkehrsprojekts Deutsche
Einheit Nr. 17 (Bild 1). Die geplante Schleuse
am Ende des Elbe-Havel-Kanals wird
45 m achsparallel zur vorhandenen alten
Schleusenkammer gebaut. Die von 1927 bis
1930 gebaute Altanlage hat zwar eine Kammerlänge
von 225 m, jedoch liegt die Drempeltiefe
bei nur 3,15 m unter dem unteren
Betriebswasserstand. Ferner läuft die gutachterlich
ausgewiesene Restnutzungsdauer im
6
nächsten Jahrzehnt aus. Daher ist der Neubau
der 2. Schleuse Wusterwitz erforderlich geworden.
Als Aufsteller des technischen Entwurfs,
Bauherr und Bauüberwachung fungiert
dabei das Wasserstraßen-Neubauamt
Magdeburg (WNA) [1, 13].
Der Neubau wird für die Wasserstraßenklasse
Vb ausgelegt. Grundlage für die Bemessung
und die Konstruktion sind das
Großmotorgüterschiff und ein Schubverband
mit 185 m Länge, 11,40 m Breite bei einer
Abladetiefe von 2,80 m.
Bild 1: Luftbild mit Blick auf das Baufeld der Schleuse Wusterwitz Quelle: euroluftbild.de
Das Hauptbaulos (Bild 2) umfasst den
Neubau der Schleuse und den Ausbau des
oberen Vorhafens in allen Gewerken. Der
Auftrag hierzu wurde europaweit ausgeschrieben
und am 5. 6. 2008 an eine Arbeits-
Die Autoren:
Prof. Dr.-Ing. habil Nguyen Viet Tue studierte
Bauingenieurwesen an der TH Darmstadt. Anschließend
war er wissenschaftlicher Assistent
am Institut für Massivbau der TH Darmstadt, wo
er promoviert und habilitiert wurde. Nachfolgend
war er Mitarbeiter des Ingenieurbüros König
und Heunisch, Frankfurt am Main, und Geschäftsführer
der König und Heunisch Planungsgesellschaft
mbH, Leipzig. Seit 2003 ist Nguyen
Viet Tue Professor und Direktor des Instituts für
Massivbau und Baustofftechnologie der Universität
Leipzig.
Dipl.-Ing. (FH) André Weisner studierte Wasserbau
an der Fachhochschule Magdeburg und
diplomierte auf dem Gebiet des Schleusenneubaus.
Danach wirkte er im Wasserstraßen-Neubauamt
Magdeburg bei der Planung der Schleuse
Hohenwarthe mit und war Baubevollmächtigter
einiger Tiefbaulose. Zwischen 1998 und
2003 oblag ihm die Bauüberwachung des Massivbaus
der Schleuse Hohenwarthe. Seit 2002 ist
André Weisner Mitglied im Arbeitskreis des Bundesministeriums
für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung
zur Erstellung der ZTV für Wasserbauwerke
aus Beton und Stahlbeton, seit 2003 Projektleiter
und Baubevollmächtigter für den Neubau
der 2. Schleuse Wusterwitz.

Bild 2: Bauarbeiten zur Baugrubenumschließung einer bis zu 33 m tiefen, 80 cm dicken Dichtwand
mit eingestellter Spundwand. Im Hintergrund sind Arbeiten zur Tiefgründung des neuen
Schleusenbetriebsgebäudes zu sehen.
gemeinschaft, bestehend aus den Firmen
Heitkamp Ingenieur- und Kraftwerksbau,
Bauer Spezialtiefbau und der Johann-Bunte
Bauunternehmung, in Höhe von rd. 63
Mio. € vergeben. Die Verkehrsfreigabe der
neuen Schleuse ist für das Jahr 2012 geplant.
Als vorgezogenes Teilbaulos (Bild 3)
konnte der untere Vorhafen mit 5,5 Mio. €
Investitionssumme dem Verkehr fristgerecht
bereits im Dezember 2007 übergeben werden
[2].
2 Schleusenkonstruktion und deren
Besonderheiten
Die Schleuse besteht aus den Einfahrtsbauwerken,
dem Oberhaupt, der Schleusenkammer
und dem Unterhaupt. Die Hubhöhe der
Schleuse Wusterwitz beträgt je nach Wasserstand
des Elbe-Havel-Kanals und der Unteren
Havel-Wasserstraße zwischen 2,95 m
und 4,75 m. Die Schleusenplanie liegt hochwasserfrei
1 m über dem höchsten Betriebswasserstand
der oberen Kanalhaltung und
schließt eben an das aufgeschüttete Gelände
an.
Die Oberkanten der Drempel (Anschläge
der Schleusentore) im Oberhaupt und im
Unterhaupt liegen jeweils 4 m unter dem unteren
Betriebswasserstand und der neuen
Sohlhöhe der anschließenden Kanalabschnitte.
Die nutzbaren lichten Kammerabmessungen
betragen 190 m x 12,50 m.
Bild 4: Längsschnitt in Schleusenachse
Die gesamte Stahlbetonkonstruktion (rd.
40 000 m³) ist dehnfugenfrei und hat eine
Gesamtlänge von 261,03 m (Bild 4), eine
Bauwerkshöhe über Gründungsfläche von
12,40 m bis 14,45 m und eine Außenbreite
im Kammerquerschnitt von 22,50 m, die sich
im Unterhaupt bis auf 34,30 m aufweitet.
Bereits im Jahre 2003 begannen die Vorplanungen
zum Neubau der Schleuse. Wie
bei größeren Ingenieurbauwerken üblich,
wurden zunächst Variantenuntersuchungen
durchgeführt. Hierzu zählten die Baugrubenumschließung,
das hydraulische System
(Bild 5) und die Wahl des statischen Systems
des Bauwerks. Die vorgenannten Untersuchungen
führten zu vielen konstruktiven und
wirtschaftlichen Optimierungen beim Bau
und später in der Bauwerksunterhaltung. Allein
im Zuge der Optimierungen des hydraulischen
Systems im Bereich der Ein- und
Auslaufbauwerke konnte die Bauwerkslänge
um rd. 25 m verkürzt werden. Grundlage
hierfür waren hydraulische Versuche und
Gutachten der Bundesanstalt für Wasserbau
und des Leichtweißinstituts der TU Braunschweig.
3 Der Weg zur vollmonolithischen
Schleusenbauweise
Das WNA Magdeburg hat bereits 1998 im
technischen Entwurf der Doppelschleuse Hohenwarthe
auf einer Länge von 246,60 m und
bei einer Sohldicke von 5,50 m dehnfugenfrei
geplant. Im Rahmen der Beauftragung kam
dann durch ein Nebenangebot noch eine fugenlose
Sparbeckenanlage hinzu. Die monolithische
Bauweise der Sohle (Bild 6) ist dort
durch schlechte Baugrundverhältnisse in
Kombination mit hohen Bauwerkslasten und
den daraus resultierenden hohen Setzungsdifferenzen,
die die Fugenbänder nicht aufnehmen
konnten, entstanden [3].
Hieraus entwickelte sich in der Wasserund
Schifffahrtsverwaltung (WSV) die monolithische
Sohle zum Stand der Technik.
Dabei wurde bei späteren Schleusenbauten
der erste Wandabschnitt im Bereich der
Längskanäle integriert.
Im Zuge der Entwurfsplanung zum Neubau
der Schleuse Wusterwitz, zehn Jahre
nach den ersten Planungen zur Schleuse Hohenwarthe,
gab eine Machbarkeitsstudie der
BAW [4] für eine gesamtmonolithische
Schleuse Wusterwitz den entscheidenden
Anstoß. Die guten Erfahrungen bei den bislang
errichteten teilmonolithischen Schleusen,
guten Baugrundbedingungen in Wusterwitz,
aber auch die zunehmenden Probleme
mit alten Fugenbandkonstruktionen in der
WSV, führten zur Planung der ersten gesamtmonolithischen
Schleuse Deutschlands.
In Vorbereitung der Baumaßnahme wurde
zunächst eine umfangreiche Baugrunderkundung
durchgeführt, bei der 38 Kernbohrungen
und 71 Drucksondierungen abgeteuft
wurden. Aufgrund der dehnfugenfreien Bauweise
war es erforderlich, die Setzungsdifferenzen
möglichst gering zu halten. Deshalb
wurden im Jahr 2004 rd. 60 000 m³ Erdmassen
als Vorlast auf die spätere Gründungsfläche
der Schleuse aufgebracht. Die Setzungen
wurden bis zur letzten Messung im No-
Bild 3: Wasserbauarbeiten im Zuge eines vorgezogenen
Bauloses im unteren Vorhafen der
Schleuse Wusterwitz
7

Bild 5: Schnitt durch das hydraulische Muliportsystem mit Längskanal,
276 Fülldüsen und Prallbalken
vember 2008 anhand von Setzungspegeln beobachtet.
Die Zwischenergebnisse flossen in
eine von der Dorsch Consult Wasser und
Umwelt GmbH erstellte und von der BAW
begleitete flächige Setzungsberechnung ein.
Die Ergebnisse der Messungen zeigen, dass
die Hälfte der maximal erwarteten Setzung
von 6,5 cm vorweggenommen wurde.
Im Zuge der Bauvertragsgestaltung wurde
die Anwendung einer aktiven Begrenzung der
Frischbetontemperatur auf Basis von Klimadaten
des Deutschen Wetterdienstes im Rahmen
eines Pilotprojekts in der WSV vereinbart
[5]. Denn neben den Randbedingungen
bei der Bemessung ist die Beherrschung der
Hydratationswärme im jungen Beton maßgeblich
für die sichere Herstellung eines wasserundurchlässigen
Bauwerks.
Ferner wurde bei der Planung der Konstruktion
auf eine konsequente Hohlraumminimierung,
insbesondere in den Häuptern geachtet.
Die Befüll- und Entleerungsleitungen
für Revisionszwecke werden deshalb weitestgehend
erdseitig verlegt. Auf quer verlaufende
Kontrollgänge in den Häuptern wurde
verzichtet.
Bei der baulichen Gestaltung wurde auf
scharfe Übergänge der Bauwerkskanten verzichtet;
diese wurden sozusagen „verschmiert“
(Bild 7), um Steifigkeitssprünge zu vermeiden.
Aufgrund der sorgfältigen Konstruktionsplanung
und der baulichen Vorbereitung
wurden gute Voraussetzungen für die fugenlose
Bauweise der 2. Schleuse Wusterwitz getroffen.
4 Besonderheiten bei der
Bemessung der fugenlosen
Schleusenkonstruktion
Im Wesentlichen werden Schleusenbauwerke
durch folgende Einwirkungen beansprucht:
� Erd- und Wasserdruck
� Setzungen des Baugrunds
� Temperaturgeschichte während der Betonerhärtung
� Witterungseinflüsse während der Nutzung
Bei üblichem Abmessungsverhältnis zwischen
Längs- und Querrichtung werden Erd-
8
und Wasserdruck im
Allgemeinen über
die Quertragrichtung
abgetragen.
Konventionelle
Raumfugen in den
Wänden und der
Bodenplatte haben
nur einen vernachlässigbaren
Einfluss
auf den Lastabtrag
in Querrichtung.
Der Einfluss der
Baugrundsetzungen
muss i.d.R. sowohl
für die Quer- als
auch für die Längsrichtung
rechnerisch
untersucht werden.
Die Auswirkung in
jeweiliger Tragrichtung
hängt von der
Setzungsmulde ab, die vor allem von der Steifigkeit
und Homogenität des Baugrunds sowie
den Lasteinwirkungen bestimmt wird.
Bei derzeit üblichen Fugenabständen von
maximal 15 m ist die Auswirkung auf die
Stahlbetonbauteile in Längsrichtung betrachtet
als gering einzuschätzen, da die Bau-
Bild 6: Betonierarbeiten an der 68 200 m³ umfassenden
monolithischen Stahlbetonsohle
der Schleuse Hohenwarthe
grundsetzungen durch Fugenbewegungen
ohne den Aufbau von Zwangskräften ausgeglichen
werden können. Bei fugenloser Bauweise
ist die Setzungsmulde mit auf der sicheren
Seite liegenden Annahmen rechnerisch
zu erfassen; anschließend muss die
Empfindlichkeit der Konstruktion gegenüber
der zu erwartenden Setzungsmulde analysiert
werden. Im Falle der Schleuse Wusterwitz
wurde die Setzungsmulde mit einem 3D-FE-
Modell untersucht. Der auf diese Weise er-
Bild 7: Draufsicht im Bereich des Oberhaupts – konstruktive Gestaltung der Bauwerksübergänge
a) im Setzungssattel b) im Setzungstal
Bild 8: Beanspruchung in einem Schleusenquerschnitt infolge eines großen Setzungsunterschieds

Temperatur [°C]
50
40
30
20
10
unten
72
Mitte
oben
168
Betonalter [h]
gemessen
berechnet
336
Bild 9: Vergleich zwischen Rechen- und Messwerten
für die Sohlplatte der Schleuse Sülfeld-Süd
während der Betonerhärtung
mittelte Setzungsunterschied beträgt in
Querrichtung nur einige Millimeter und in
Längsrichtung einige Zentimeter. Das maximal
auftretende Biegemoment unter Annahme
eines ungerissenen Betonquerschnitts
liegt unterhalb dem Rissmoment des Bauteils.
Vor diesem Hintergrund kann festgestellt
werden, dass die Realisierung fugenloser Bauweise
mit mäßigem Bewehrungsgrad möglich
ist.
Bei großen Setzungsunterschieden, die zu
unbeherrschbaren Fugenbewegungen führen
könnten, stellt die monolithische Bauweise
ebenfalls eine gute Lösungsmöglichkeit dar.
In diesen Fällen ist die Spannung infolge Setzungsunterschiede
in der Regel größer, als die
Betonzugfestigkeit zu erwarten (Bild 8).
Hierfür ist eine genaue Analyse der Verformungskompatibilität
nach der Rissbildung
erforderlich. Die eingelegte Bewehrung muss
ausreichend sein, um eine sukzessive Rissbildung
zu ermöglichen.
Die Auswirkung der Hydratationswärme
auf das Verhalten von dicken Bauteilen ist
nach heutigem Stand der Technik beherrschbar.
Die infolge der Betonerhärtung zu erwartende
Temperaturänderung in Betonbauteilen
kann mit der FE-Methode zuverlässig
ermittelt werden. Beispielhaft zeigt Bild 9
den Vergleich zwischen der messtechnisch
bestimmten und rechnerisch ermittelten
Temperaturgeschichte der Bodenplatte der
Schleuse Sülfeld-Süd während ihrer Erhärtung.
Die Ermittlung der erforderlichen Bewehrung
zur Begrenzung der Rissbreite kann
nach dem BAW-Merkblatt „Rissbreitenbegrenzung
für frühen Zwang in massigen Wasserbauwerken“
[6] erfolgen. Eine genauere
Untersuchung unter Berücksichtigung des
Bauablaufs und der Eigenschaften des verwendeten
Betons mithilfe eines 3D-FE-
Modells ist ebenfalls möglich. Im Rahmen
der Ausführungsplanungen der Schleusen
Sülfeld-Süd und Zeltingen wurde das BAW-
Merkblatt erfolgreich verwendet. Die meisten
Risse in diesen beiden Schleusen weisen eine
Rissbreite kleiner als 0,25 mm auf. Weitere
Messungen am Bauwerk [7, 8] und theoretische
Untersuchungen zu der Rissmechanik
und den Materialeigenschaften [9] sollen
Grundlagen zur Verbesserung der Empfehlungen
geben.
Weiterhin werden durch die Witterungseinflüsse
während der Nutzung zusätzliche
Beanspruchungen aufgebaut. Bild 10 zeigt
die Ergebnisse der Modellrechnung für die
Schleuse Wusterwitz für den Zeitraum von
einem Jahr. Die Ausgangstemperatur von Boden
und Beton wurde mit 10 °C angenommen.
Betrachtungsbeginn ist Frühjahr und
die jahreszeitlich bedingte Schwankung der
Lufttemperatur wurde auf der sicheren Seite
liegend mit ±15 K angenommen. Im Bereich
des Niedrigwasserstands reduziert sich die
Temperaturschwankung auf 5 K. Weiterhin
wirkt an der freien Oberfläche die Absorptionswärme
der Sonnenenergie in Abhängigkeit
vom Einfallswinkel der Sonnenstrahlen.
Aufgrund einer tageweisen Berechnung tritt
dieser Effekt jedoch in den Hintergrund. Die
aus der Temperaturänderung resultierenden
Beanspruchungen sind in Bild 11 dargestellt.
Über die Bauteilhöhe betrachtet kann die
saisonale Temperaturänderung in einen konstanten,
einen linearen und einen nicht-linearen
Temperaturanteil zerlegt werden
(Bild 12). Der konstante Temperaturanteil erzeugt
eine Längenänderung in Längsrichtung,
hingegen bewirkt der lineare Temperaturanteil
eine Verkrümmung des Bauteils.
Abgesehen von außergewöhnlichen Einwirkungen
im Oberflächenbereich, wie beispielsweise
im Falle eines Sommergewitters, tritt
hier der Einfluss nicht-linearer Temperaturanteile
in den Hintergrund.
Temperatur [°C]
30
20
10
0
-10
90 180 270
Betrachtungszeitpunkt [d]
oben
Mitte
unten
360
Im Allgemeinen kann sich die Verformung
infolge des konstanten Temperaturanteils
aufgrund der Nachgiebigkeit des Baugrunds
größtenteils einstellen. Die Normalkraftbeanspruchung
bleibt damit klein und
wird zudem durch die viskoelastische Eigenschaft
des Betons reduziert. Im Falle der
Schleuse Wusterwitz beträgt die Spannung
infolge Normalkraftbeanspruchung lediglich
0,27 N/mm². Hingegen wird die Querschnittsverkrümmung
infolge des linearen
Temperaturanteils durch das Eigengewicht
voll behindert und ein Biegemoment aufgebaut.
Dieses muss mit der Beanspruchung aus
der Setzungsmulde überlagert werden.
5 Mindestbewehrung zur
Begrenzung der Rissbreite für die
Schleuse Wusterwitz
Im Rahmen der Ausschreibung der Schleuse
Wusterwitz wurde die Mindestbewehrung
zur Aufnahme der Zwangskräfte während der
Betonerhärtung nach dem BAW-Merkblatt
[6] ermittelt. Diese Bewehrung wurde als
Grundbewehrung für alle Seitenflächen gewählt.
Die Beanspruchungen aus der Setzungsmulde
und den Witterungseinflüssen wurden
getrennt untersucht. Da die Beanspruchung
aus der Setzungsmulde das Rissmoment des
Bild 10: Bauteiltemperatur bei Schleuse Wusterwitz infolge saisonaler Temperaturänderung
Spannung [N/mm 2 ]
6
4
2
0
-2
-4
a) charakteristische Punkte b) bei t = 270 d
oben
Mitte
unten
90 180 270
Betrachtungszeitpunkt [d]
360
a) charakteristische Punkte b) bei t = 270 d
Bild 11: Beanspruchung bei Schleuse Wusterwitz infolge saisonaler Temperaturänderung
9

Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit
nach DIN EN 13791
Ulrich Wöhnl, Osnabrück
Bei Umnutzungen von Bauwerken, nach Schäden oder bei Zweifeln an der Bauwerksfestigkeit ist zur Bewertung der Druck-
festigkeit des Betons die im Mai 2008 erschienene DIN EN 13791 heranzuziehen, wenn eine Einordnung der Bauteilfestig-
keit „in situ“ nach den aktuellen Regelwerken erfolgen soll. DIN EN 13791 beschreibt im Wesentlichen die Bewertung der
Bauwerksdruckfestigkeit mithilfe der Bohrkernentnahme. Alternativ werden indirekte Methoden benannt, die eine Kop-
pelung zerstörungsfreier Methoden mit der Bohrkernentnahme ermöglichen. In einem nationalen Anhang wird die bisher
in Deutschland übliche Bewertung durch den Nachweis mit dem Rückprallhammer ohne ergänzende Bohrkernprüfung ge-
regelt. Zusätzlich erlaubt die Norm Möglichkeiten der Prüfung mit weniger als drei Bohrkernen in eng begrenzten Prüfbe-
reichen. Da für die Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit der Sicherheitsaspekt eine große Rolle spielt, sind die Sicher-
heitsbeiwerte zu den ermittelten Prüfwerten hoch, sie können sich bei ungenügender Planung der Bewertungsverfahren
u. U. unverhältnismäßig negativ auswirken. Der Beitrag gibt einen Überblick über mögliche Verfahren der Bewertung und
Risiken bei unsachgemäßer Anwendung der Norm.
1 Einleitung
Im Mai 2008 wurde mit der Herausgabe von
DIN EN 13791 „Bewertung der Druckfestigkeit
von Beton in Bauwerken oder in Bauwerksteilen“
[1] nach langen Diskussionen
offiziell die Möglichkeit geschaffen, die Prüfung
und Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit
an die „neue“ Normengeneration DIN
Bild 1: Bohrkernentnahme an der Laufbahn eines Klärwerkbeckens
0
EN 206-1/DIN 1045-2 anzupassen. Die Diskussion
um DIN EN 13791 war einerseits geprägt
von dem Bestreben, für das Bauen im
Bestand eine sichere Bewertung bestehender
Bauwerke, andererseits eine zuverlässige Aussage
für die Bewertung bei Zweifeln an der
Festigkeit gerade errichteter Bauwerke zu ermöglichen.
Teile der europäischen Fertigteil-
industrie hatten zudem ein sehr hohes Interesse
an der raschen Herausgabe von DIN EN
13791, um mithilfe dieser Norm eine gezielte
Konformitätskontrolle im Rahmen der Produktion
bestimmter Betonfertigteile durchführen
zu können.
Die sehr unterschiedlichen Interessensbereiche
an EN 13791 führten im Endeffekt
Der Autor:
Dr.-Ing. Ulrich Wöhnl studierte Bauingenieurwesen
an der Staatlichen Technischen Universität
für Bauwesen Moskau (ehem. MISI) mit der Vertiefungsrichtung
Baustofftechnologie und promovierte
1979 zur Rheologie des Betons bei der
Vakuumverdichtung. Nach mehrjähriger Lehrtätigkeit
an der Universität E. Mondlane in Maputo,
Moçambique, war er von 1984 bis 1997
für die Baustoffentwicklung, -prüfung und
-überwachung sowie die Bearbeitung von Schadensfällen
in einem Transportbetonunternehmen
in Osnabrück zuständig. Seit 1997 ist Ulrich
Wöhnl selbstständig bundesweit als öffentlich
bestellter und vereidigter
Sachverständiger in
den Bereichen Beton und Mauerwerk tätig. Über
25 Jahre wirkte er in verschiedenen europäischen
und deutschen Normungsgremien, u.a.
bei der Erarbeitung von DIN 13791, für die er die
Arbeitsgruppe zum nationalen Anhang koordinierte.

Bild 2: Sägeschnitt durch eine Wand mit sedimentiertem
Beton
zu zeitraubenden Diskussionen, beispielsweise
um die Anzahl notwendiger Probekörper,
die Prüfbeiwerte oder den Bereich der Nutzung
bzw. des Ausschlusses bei der Konformitätskontrolle
in der Betonherstellung. Insbesondere
bei der Verwendung von Ortbeton
sollte verhindert werden, die Norm zur Bewertung
der Bauwerksdruckfestigkeit zu einer
Konformitätskontrolle zu missbrauchen. Im
Ergebnis stellt sich eine Norm dar, die zur
sinnvollen Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit
eine sorgfältige Planung der Bewertungsgrundlagen,
z.B. der Anzahl der zu entnehmenden
Bohrkerne, erfordert. Als
Grundlage für die Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit
dient in DIN EN 13791 die
am Bohrkern bestimmte Druckfestigkeit, die
unter Umständen mit indirekten Methoden –
beschrieben sind Rückprallhammerprüfungen,
Ultraschall- und Ausziehprüfungen –
kombiniert werden können.
Faktor Auswirkung
Feuchtegehalt der Bohrkerne
Porosität/Rohdichte
Prüfrichtung
Lunker/Fehlstellen
Eine Frischbetoncharge Genormte Prüfkörper
Bauwerk
Tafel 1: Materialbedingte Einflussfaktoren auf das Ergebnis der Bohrkernprüfung
2 Verhältnis Norm- und
Bauwerksdruckfestigkeit
Die Materialeigenschaft „Druckfestigkeit“
des Betons wird in der Planung und der Bewertung
der Tragfähigkeit von Bauwerken
und Bauteilen zunächst auf der Grundlage
von normativ festgelegten Bedingungen wie
Prüfkörpergröße, Herstell- und Lagerungsbedingungen
usw. definiert. Daraus lässt sich
eine Klassifizierung in Druckfestigkeitsklassen
relativ einfach angeben. Bei der Prüfung
der Betondruckfestigkeit im Bauwerk kommen
erschwerende Bedingungen hinzu, die
Ergebnisse werden von zahlreichen Faktoren
beeinflusst. So ist einerseits der Zuwachs der
Betondruckfestigkeit im Laufe der Zeit durch
Alterung und Nachbehandlung zu berücksichtigen,
andererseits können sich die Einbaubedingungen
oder die spätere Nutzung reduzierend
auf die Bauwerksdruckfestigkeit
auswirken.
Weitere Einflussfaktoren
ergeben sich
30 25
Normdruckfestigkeit
Würfel
Entnahmeort der Bohrkerne
Normdruckfestigkeit
Zylinder
26 ^= 26
Bohrkerndruckfestigkeit
(h/d = 1)
Geschätzte Bauwerksdruckfestigkeit
28 ^= 28
(Zahlenangaben in N/mm 2 )
Bild 3: Schematische Darstellung der bei unterschiedlicher Herangehensweise
zu erwartenden Druckfestigkeiten [3]
Reduzierung des Prüfergebnisses, wenn wassergetränkte Bohrkerne
geprüft werden, um ca. 8 % bis 12 %
Reduzierung des Prüfergebnisses mit steigender Porosität, je 1 %
Porenvolumen um etwa 5 % bis 8 %
Bei Prüfrichtung des Bohrkerns in Betonierrichtung kann das Prüfergebnis
bis 8 % höher sein als bei waagerechter Prüfrichtung,
abhängig von dem Sedimentationsverhalten des Frischbetons
Reduzierung des Prüfergebnisses je nach Häufigkeit und Größe
der Fehlstellen
Reduzierung des Prüfergebnisses durch Entnahme der Kerne in
oberen Wandbereichen oder unter Ansammlungen von Bewehrung
aus den bei der
Bohrkernentnahme
(Bild 1) vorliegenden
Betoncharakteristika,
die im Wesentlichen
in Tafel 1 zusammengefasst
sind.
Bild 2 zeigt einen
Schnitt durch eine
Betonwand, in der
der Beton beim Einbau
sedimentierte.
Bei der Bohrkernentnahme
sind zwischen
dem oberen
und dem unteren
Bereich unterschiedliche
Prüfwerte zu
erwarten.
Bohrkerngestalt
und -maße wirken
sich unter Umständen
stark auf die
Prüfergebnisse aus.
Wegen der guten
Vergleichbarkeit mit
der Normdruckfestigkeit
wird zur
Entnahme ein Bohrkerndurchmesser
von
100 mm angestrebt, das Verhältnis Länge zu
Dicke sollte 1 sein. Wird ein solcher Bohrkern
waagerecht entnommen, kann das daraus
gewonnene Prüfergebnis mit dem einer
Würfelprüfung nach Norm verglichen werden.
Bei geringeren Bohrkerndurchmessern
erhöht sich die Schwankungsbreite der Prüfergebnisse,
u.a. aufgrund des veränderten
Größenverhältnisses der Gesteinskörnung im
Prüfkörper zur Prüfkörpergröße. Die Prüfergebnisse
aus Bohrkernen mit einem Durchmesser
von 50 mm werden deshalb zur Berechnung
der Bauwerksdruckfestigkeit um
10% reduziert.
Umfangreiche frühere Untersuchungen
[2] haben ergeben, dass die Summe der Einflüsse
auf den Betoniervorgang und die Bauwerksbedingungen
eine Reduzierung der Anforderungen
an die Bauwerksdruckfestigkeit
um 15 % gegenüber der Normdruckfestigkeit
zulassen. Dies wird in Tabelle 1 von DIN EN
13791 berücksichtigt, in der die charakteristische
Mindestdruckfestigkeit von Bauwerksbeton
der jeweiligen Druckfestigkeitsklassen
angegeben wird. Das darin definierte Verhältnis
der Druckfestigkeit von Bauwerksbeton
zur charakteristischen Druckfestigkeit genormter
Probekörper gilt für jedes Alter des
Betons.
Eine schematische Darstellung der zu erwartenden
Druckfestigkeiten enthält Bild 3.
3 Prinzip und Anwendbarkeit von
DIN EN 13791
Die Druckfestigkeit wird grundsätzlich anhand
von Bohrkernen bewertet, wobei es zusätzlich
Korrelationen zu indirekten – im
Wesentlichen zerstörungsfreien – Prüfverfahren
geben kann. Für die indirekten Verfahren
sind nach europäischer Auffassung Bezugskurven
zu erstellen; allerdings erlaubt der nationale
Anhang die bisher in Deutschland
gern praktizierte Möglichkeit der Bewertung
des Bauwerksbetons durch die Rückprallhammerprüfung
ohne Korrelation mit Bohrkernen.
Auch die bisher übliche Bezugsgerade
W wurde in den nationalen Anhang aufgenommen,
um Beziehungen zwischen indirekten
Prüfmethoden und der Normdruckfestigkeit
an Würfelprüfungen aufstellen zu
können.
Die nach DIN EN 12504-1 [4] entnommenen
Bohrkerne dienen der Bewertung ei-

Tafel 2: Beispielrechnung Bohrkernprüfung nach Ansatz A
nes jeweiligen Prüfbereichs, der aus einem
oder mehreren Bauwerksteilen (oder Fertigteilen)
bestehen kann. Für diesen Prüfbereich
wird vorausgesetzt, dass der Beton aus derselben
Grundgesamtheit stammt. Letzteres ist
für die Planung der Anzahl der zu bewertenden
Prüfbereiche und somit der Anzahl der
notwendigen Bohrkerne bedeutsam.
DIN EN 13791 kommt prinzipiell für drei
Anforderungsfälle zur Anwendung:
� Zur Bewertung unbekannter Bauwerke
oder Bauteile, die umgenutzt oder umgebaut
werden sollen, oder an denen ein
Schaden eingetreten ist (z.B. Feuer, mechanische
oder chemische Einwirkungen).
� Bei Zweifeln an der Bauwerksdruckfestigkeit,
z.B. nach negativen Ergebnissen
der Konformitäts- oder Annahmeprüfungen,
bei mangelhafter Bauausführung
oder wenn während der Errichtung des
Bauwerks die Druckfestigkeit des Bauwerksbetons
bewertet werden muss.
� Zur Konformitätsbewertung bei Fertigteilen,
wenn die Produktnorm dies vorsieht.
Um für die Bewertung unbekannter Bauwerke
oder Bauteile eine möglichst hohe statistische
Zuverlässigkeit zu erlangen, wurde in
DIN EN 13791 festgelegt, so viele Bohrkerne
zu entnehmen, wie zweckmäßigerweise
möglich ist. Auf der Grundlage der auch für
DIN EN 206-1 herangezogenen statistischen
Ausarbeitungen von Taerwe [5] wurde deshalb
für solche Prüfungen eine Verfahrensweise
mit mindestens 15 Bohrkernen favorisiert,
die als Ansatz A in DIN EN 13791 beschrieben
wird.
Nicht immer ist die Entnahme einer so
hohen Anzahl von Bohrkernen sinnvoll. Deshalb
kann in diesen Fällen Ansatz B angewandt
werden, der die Bewertung anhand von
drei bis 14 Bohrkernen beschreibt. Die wegen
der geringeren Anzahl der Bohrkerne ebenso
geringere statistische Zuverlässigkeit der Bewertung
muss dann allerdings mit einem
höheren Wert k – ähnlich einem Vorhaltemaß
– ausgeglichen werden.
2
Bohrkern Druckfestigkeit [N/mm²] Bewertung
1 44
2 43
3 40
4 45
5 46
6 44
7 42
8 45
9 43
10 40
11 39
12 45
13 40
14 39
15 41
Neben der Bewertung
der Druckfestigkeit
des Betons
im Bauwerk an
Bohrkernen dürfen
nach DIN EN
13791 auch indirekte
Methoden angewandt
werden – entweder
einzeln (nur
nach deutschem nationalen
Anhang)
oder kombiniert mit
Bohrkernergebnissen
bzw. mit Ergebnissen
anderer indirekter
Prüfungen.
Als indirekte Prüfverfahren
sind Rückprallhammerprüfungen
sowie Ultraschall-
und Ausziehprüfungenangegeben.
Bei der Prüfung
nach einem indirekten Verfahren wird nicht
die Druckfestigkeit, sondern eine andere
physikalische Messgröße ermittelt. Daher ist
es notwendig, eine Beziehung zwischen den
Ergebnissen der indirekten Prüfungen und
der Druckfestigkeit von Bohrkernen anzuwenden.
Die europäische Herangehensweise an die
Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit wird
durch den nationalen Anhang in Deutschland
modifiziert. Einerseits wird hier die unsichere
Methode der Bewertung durch die Rückprallhammerprüfung
favorisiert, andererseits
wird die Bewertung strittigen Betons mit negativem
Konformitätsergebnis durch die viel
strengere Prüfung mit drei bis 14 Bohrkernen
freigegeben. Die Folge davon ist, dass in
Zweifelsfällen und der Anwendung des Ansatzes
B Betone im Grenzbereich oft in nied-
Mittelwert f m(n), is = 42 N/mm²
Standardabweichung
s = 2,41 N/mm²
f ck, is = 42 – 1,48 × 2,41
= 38,5 N/mm²
f is, niedrigst + 4 = 43 N/mm²
Geschätzte Bauwerksdruck-
festigkeit f ck, is = 38,5 N/mm²
entsprechend C35/45
Konformität von Bauteilen,
nach jeweiliger Produktnorm,
z. B. Fertigteile
Kalibrierung indirekter
Methoden nach
Alternative 1 oder
Alternative 2
Konformitätsbewertung
3 bis 14 Bohrkerne
nach Ansatz B
Anwendung von DIN EN 13791
Bild 4: Prinzip der Normanwendung in Deutschland nach DIN EN 13791
rigere Druckfestigkeitsklassen eingeordnet
werden müssen bzw. ein Nachweis der erforderlichen
Werte nicht gelingt. Das Prinzip
der Normanwendung in Deutschland ist in
DIN EN 13791 in dem Flussdiagramm mit
informativem Charakter dargestellt (Bild 4).
Die generelle Vorgehensweise bei Zweifeln
an der Bauwerksfestigkeit ist in Abschnitt 9
von DIN EN 13791 beschrieben.
Um verwertbare Ergebnisse der Bohrkernprüfungen
zu erzielen, ist es deshalb notwendig,
vor der Entnahme die Gegebenheiten
zu prüfen, um die anzuwendende Methode
auszuwählen. Neben den Ansätzen A und
B beschreibt Abschnitt 9 von DIN EN 13791
eine bei Zweifeln an der Konformität des Betons,
z.B. bei zu geringen Ergebnissen der
Annahmeprüfung, anzuwendende Bewertungsmethode,
nach der entweder wenigstens
15 Bohrkernergebnisse vorliegen oder der
strittige Bereich durch eine indirekte Methode
großflächig geprüft und dann anhand von
zwei Bohrkernen bewertet wird. Bei sehr kleinen
Chargen werden lediglich zwei Bohrkerne
geprüft.
Für die Betonfertigteilindustrie ergibt sich
aus dem Wortlaut in DIN EN 13791, dass
mithilfe von indirekten Prüfmethoden auch
die Konformität der Betonfertigteile bewertet
werden kann, wenn die entsprechende Produktnorm
dies erlaubt. So ist es z.B. beim
Einsatz steifer Betone wegen möglicher
großer Prüfstreuungen sinnvoll, zur Konformitätskontrolle
nicht Würfel herzustellen
und zu prüfen, sondern an den Fertigteilen
Korrelationen zwischen indirekten Prüfverfahren
und Bohrkernprüfungen herzustellen,
die dann laufend durch Anwendung der zerstörungsfreien
Prüfungen Aussagen zur Betonqualität
im Fertigteil ergeben. Im Gegensatz
dazu erlaubt DIN EN 13791 dies für die
Konformitätskontrolle von Transportbeton
nicht.
Bewertung von Tragwerken wegen Umbaus oder nach Schadenseintritt,
nach negativen Ergebnissen der Konformitäts- oder Annahmeprüfungen,
bei mangelhafter Bauausführung oder Zweifeln an der Bauwerksfestigkeit
Bohrkernentnahme
Kalibrierte indirekte Methoden
Kalibrierung
indirekter Methoden
nach Alternative 1
oder Alternative 2
Weitere Untersuchung
nach der aufgestellten
Beziehung und Bewertung
15 oder mehr Bohrkerne
nach Ansatz A
Kalibrierung
indirekter
Methoden
(Bezugsgerade W)
Bestimmung der Bauwerksdruckfestigkeit
Rückprallhammerprüfung
2 Bohrkerne mit
oder ohne indirekte
Methoden bei
begrenzten Mengen

Tafel 3: k-Werte zur Berechnung bei drei bis
14 Bohrkernen
4 Bewertung anhand von
Bohrkernprüfungen
4.1 Ansatz A (ab 15 Bohrkerne)
Die geschätzte charakteristische Druckfestigkeit
des Prüfbereichs ist die niedrigere aus
den beiden Werten
f ck, is = f m(n), is – 1,48 s
oder
f ck, is = f is, niedrigst + 4
Dabei bedeuten:
fck, is geschätzte charakteristische Druckfestigkeit
des Prüfbereichs
fm(n), is Mittelwert der Prüfwerte
s Standardabweichung der Prüfwerte
(mindestens 2 N/mm²)
fis, niedrigst kleinster Einzelwert der Prüfergebnisse
Als Beispiel für die Abschätzung der Bauwerksdruckfestigkeit
einer Stützwand, deren
Belastung durch einen oberhalb zu errichtenden
Anbau geändert werden sollte, sind in
Tafel 2 die Prüfwerte von 15 Bohrkernen angegeben.
4.2 Ansatz B (drei bis 14 Bohrkerne)
Wenn drei bis 14 Bohrkerne an weniger umfangreichen
Bauwerken geprüft werden, wird
Ansatz B angewandt. Dabei wird wegen der
geringeren statistischen Sicherheit durch weniger
Prüfwerte nicht eine Standardabweichung
zur Berechnung der charakteristischen
Druckfestigkeit herangezogen, sondern es
wird ein Korrekturwert k berücksichtigt. Die
geschätzte charakteristische Druckfestigkeit
des Prüfbereichs ist dann die niedrigere aus
den beiden Werten
f ck, is = f m(n), is – k
und
Anzahl der Prüfwerte n Korrekturwert k
10 bis 14 5
f ck, is = f is, niedrigst + 4
7 bis 9 6
3 bis 6 7
Der Korrekturwert k ist abhängig von der
Anzahl der Bohrkerne (Tafel 3).
4.3 Bewertung nach Abschnitt 9 von DIN
EN 13791
Bei Zweifeln an der Bauwerksdruckfestigkeit
– also nach Nichtbestehen der Konformitätskontrolle,
der Annahmeprüfungen des eingebauten
Betons oder bei mangelhafter Bauausführung
– wird in DIN EN 13791, Abschnitt
9, die Möglichkeit eingeräumt, Rückprallhammerprüfungen
in Kombination mit zwei
Bohrkernen zu bewerten. Dies ist Ausdruck
fis, niedrigst � 0,85 (fck – 4)
Bild 5: Eingrenzung der Bauwerksdruckfestigkeit durch Rückprallhammerprüfungen und Bohrkernentnahme
an der Stelle der geringsten Prüfwerte
der konsequenten Weiterführung von Maßnahmen,
die in DIN EN 206-1/DIN 1045-2,
Abschnitt 8.4, bei Nichtkonformität des Betons
gefordert werden. Im Unterschied zur
Bewertung eines völlig unbekannten, älteren
oder z.B. durch Brand geschädigten Bauteils
geht man bei der Bewertung nach Abschnitt
9 bei kürzlich eingebautem Beton davon aus,
dass eine Reihe von Daten aus der Betonherstellung
vorliegen, die eine relativ einfache
Prüfung und Bewertung des Bauteils ermöglichen,
ohne den ansonsten hohen k-Wert anwenden
zu müssen.
Ziel dieses Ansatzes ist die Bewertung der
Standfestigkeit des Bauwerks. Dazu gibt es
drei Möglichkeiten:
� Ist der Mangel nicht genau zu lokalisieren,
werden über den Prüfbereich verteilt
mindestens 15 Bohrkerne gezogen, deren
Mittelwert der Druckfestigkeitsprüfung
wie nach Ansatz A bewertet wird. Damit
wird die gleiche Zuverlässigkeit der Er-
Geringste Rückprallhammerwerte
gebnisse erreicht wie bei unbekannten
Bauteilen.
� Lässt sich ungefähr feststellen, wo ein
nicht konformer Beton eingebaut oder
ein Mangel verursacht wurde, werden an
einer begrenzten Fläche oder Betonmenge
wenigstens 15 Rückprallhammerprüfungen
ausgeführt. An dem Messbereich
mit den niedrigsten Prüfwerten werden
zwei Bohrkerne gezogen und auf Druckfestigkeit
geprüft, siehe Bild 5.
� Ist der zu prüfende Bereich sehr klein,
dürfen an zwei Stellen Bohrkerne entnommen
werden, deren Lage aus Erfahrung
gewählt wird, siehe Bild 6.
Die beiden letztgenannten Möglichkeiten bedürfen
der Vereinbarung zwischen den Vertragsparteien.
Sie nutzen die bei der Errichtung
eines Bauwerks vorliegenden Kenntnisse
über den verwendeten Beton aus, sodass
eine Kommunikation zwischen den Beteiligten
notwendig wird. Wegen der Eingrenzung
Tafel 4: Mindestanforderungen an Prüfergebnisse f m(n), is von n Bohrkernen
Druckfestigkeitsklasse
DIN EN 206-1
Anforderung an f m(n), is bei der Anzahl n der Bohrkerne [N/mm²]
3 bis 6 7 bis 9 10 bis 14 ≥ 15 1)
Berechnung nach: f m(3), is = f ck, is + 7 f m(7), is = f ck, is + 6 f m(10), is = f ck, is + 5 f m(15), is = f ck, is + 3
C16/20 24 23 22 20
C20/25 28 27 26 24
C25/30 32,5 31,5 30,5 28,5
C30/37 38,5 37,5 36,5 34,5
C35/45 45 44 43 41
C40/50 49,5 48,5 47,5 45,5
1) Bei s = 2 N/mm² und fck, is = f is, niedrigst + 4 größer f ck, is = f m(n), is – 1,48 • s
Bei größerer Standardabweichung muss der Mittelwert entsprechend höher sein, vgl. Beispiel in
Tafel 2.

Bild 6: Auswahl von Bohrkernentnahmestellen
an eng begrenzten Flächen aus Erfahrung
der Flächen findet das in DIN EN 206-
1/DIN 1045-2 angegebene Einzelwertkriterium
Anwendung. Entspricht der Mittelwert
aus beiden Bohrkernen der Druckfestigkeit
f is, niedrigst ≥ 0,85 (f ck –4),
so kann analog zur Konformitätsbetrachtung
in DIN EN 206-1/DIN 1045-2 von der Erfüllung
der Druckfestigkeitsanforderungen an
das Bauwerk ausgegangen werden.
Für die Ergebnisse einer eingehenden
Prüfung mit dem Rückprallhammer nach
Abschnitt 9 in [1] ist nicht immer deren absolute
Höhe notwendig, sondern die Lokalisierung
des Bereichs der kleinsten Werte. Die
Bewertung selbst erfolgt anhand der Prüfergebnisse
der Bohrkerne.
Bei der Prüfung von zwei Bohrkernen, für
die wegen der geringen Abmaße des Bauteils
keine umfassende indirekte Prüfung möglich
ist, sollten zwei unterschiedliche Bohrstellen
gewählt werden. Der hinzugezogene Sachverständige
muss ggf. entscheiden, ob die
Bohrkerne durchaus auch hintereinander liegend
aus einer Bohrstelle stammen dürfen.
4.5 Schätzung der
Bauwerksdruckfestigkeit
Die aus den Ansätzen A oder B gewonnene
geschätzte Bauwerksdruckfestigkeit f ck, is wird
mit der Anforderung aus Tabelle 1 in DIN
EN 13791 verglichen. Darin sind die Anforderungen
an die jeweiligen Druckfestigkeitsklassen
nach DIN EN 206-1/DIN 1045-2
angegeben. Diese errechnen sich aus der
Gleichung
f ck, is = 0,85 f ck, cube
In Tafel 4 sind die Anforderungen an die bei
Bohrkernprüfungen zu erreichenden Mittelwerte
für die jeweilige Druckfestigkeitsklasse
nach DIN EN 206-1 unter Berücksichtigung
der Anforderungen aus DIN EN 13791, Ta-
4
f is, niedrigst � 0,85 (f ck – 4)
belle 1, dargestellt. Daraus wird deutlich, dass
allein durch die Anzahl der Probekörper
Anforderungsdifferenzen von 4 N/mm² je
Druckfestigkeitsklasse auftreten und dass die
Mittelwerte bei geringerer Prüfkörperanzahl
höher liegen müssen als die charakteristische
Festigkeit der jeweiligen Druckfestigkeitsklasse.
Für die Bewertung mit mehr als 15
Bohrkernen wurde der Idealfall einer niedrigen
Standardabweichung angenommen. Falls
sich aus der Festigkeitsverteilung der Kerne
Anlage
Gutachten
Angaben zum Bauteil:
Bauwerk/Baustelle:
Bauteil:
Druckfestigkeitsklasse (Soll): C25/30
Alter des Bauteils:
Prüfgerät:
Überprüfung am Prüfamboss:
Prüfwerte:
Messstelle 1, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 2, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 3, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 4, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 5, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 6, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 7, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 8, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 9, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Bemerkungen:
Mediane bei 9 Messpunkten:
Median der 9 Messpunkte:
Mediane bei 11 Messpunkten:
Median der 11 Messpunkte:
Druckfestigkeitsklasse:
eine zu hohe Standardabweichung ergibt,
kann u. U. eine getrennte Betrachtung der
Bauteile sinnvoll werden.
5 Indirekte Prüfverfahren
5.1 Prüfung mit dem Rückprallhammer
Für die Prüfung mit dem Rückprallhammer
steht im nationalen Anhang Tabelle NA2 zur
Verfügung, deren Werte auf früheren Erfahrungen
nach DIN 1048 beruhen und die auf
die Druckfestigkeitsklassen nach DIN EN
1
zur Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit
CKM-Krankenhaus
Stützwand
Herstelldatum:
ca. 1 Jahr
07.11.2007
Schmidt-Hammer
Prüfdatum:
Istwert: 79 Sollwert: 80 ± 2
1 2 3 4 5 6 7 8 9
44 45 39 42 42 42 43 46 41
39 41 42 42 42 43 44 45 46
9 42 11
38 42 38 45 45 44 39 38 37
37 38 38 38 39 42 44 45 45
9 39 11
45 45 37 35 36 39 39 43 41
35 36 37 39 39 41 43 45 45
9 39 11
40 41 36 35 39 40 43 41 41
35 36 39 40 40 41 41 41 43
9 40 11
38 37 39 35 36 42 37 40 35
35 35 36 37 37 38 39 40 42
9 37 11
42 40 39 35 30 42 42 43 41
30 35 39 40 41 42 42 42 43
9 41 11
37 39 39 38 40 38 39 40 41
37 38 38 39 39 39 40 40 41
9 39 11
45 38 42 40 43 39 39 46 41
38 39 39 40 41 42 43 45 46
9 41 11
41 44 36 39 36 42 44 41 38
36 36 38 39 41 41 42 44 44
9 41 11
C30/37
Datum: Ort: Unterschrift:
12.11.2008
42 39 39 40 37 41 39 41 41
40
12.11. 2008 Osnabrück Müller
Tafel 5: Beispielhaft ausgefülltes VDB-Formblatt zur Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit bei
Prüfung mit Rückprallhammer
10
11

Tafel 6: Beispielrechnung zur Aufstellung einer Bezugskurve durch Rückprallhammerprüfungen
Lfd. Nr.
Rückprallwert R
[Skalenteile]
206-1 umgerechnet wurden. Rückprallhammerprüfungen
ohne Bezug zu Bohrkernen
weisen eine geringere Zuverlässigkeit auf. So
können z.B. Prüfwerte im Grenzbereich eine
geringe Einstufung des Betons ergeben. Die
in DIN EN 12504-2 [6] erläuterten Einschränkungen
der Anwendbarkeit sind zu beachten.
So wird dort angemerkt, dass das Verfahren
für den Nachweis der Gleichmäßigkeit
von Ortbeton verwendet werden kann, es jedoch
nicht als Alternative zur Bohrkernprüfung
gilt.
Bei der Anwendung des Rückprallhammers
ist außerdem zu beachten, dass der Zustand
der Betonrandzone – und damit die
Höhe der Prüfwerte – stark vom Hydratationszustand
der verwendeten Zemente abhängt.
Langsam erhärtende Betone ergeben
in der Regel im jungen Alter von wenigen
Wochen weit niedrigere Prüfwerte als schnell
erhärtende. Stark carbonatisierte Betonrandzonen
älterer Betone sind härter als nicht carbonatisierter
Beton, weshalb dafür die Anwendung
des Rückprallhammers nicht geeignet
ist.
Die Prüfung der Rückprallzahl erfolgt
nach DIN EN 12504-2. Gegenüber der
früheren Prüfvorschrift DIN 1048-2 werden
die Ablesewerte nicht zu einem Mittelwert,
sondern zum Median (Zentralwert) zusammengefasst.
Bei einer Stichprobe ist der Median
definiert als jener Messwert, bei dem jeweils
die eine Hälfte der Messungen kleiner
oder gleich und die andere Hälfte größer oder
gleich diesem Wert ist. Er ist der Wert, bei
dem die Summe der absoluten Abweichungen
von ihm minimal ist. Dies hat den Vorteil,
gegen „Ausreißer“ von vorneherein resistent
zu sein, d.h., sie aussortieren zu können.
Zur einfachen Berechnung des Medians wurden
neun Ablesungen als Mindestanzahl festgelegt.
Durch die ungerade Zahl wird einfach
der mittlere der Werte ausgewählt, nachdem
diese der Größe nach geordnet worden sind.
Bei einer geraden Anzahl von Messungen
gibt es allein kein mittleres Element, sondern
Druckfestigkeit
aus R
f R
[N/mm²]
Druckfestigkeit
aus Bohrkern
f is
[N/mm²]
Differenz
δ f = f is – f R
[N/mm²]
1 37 30 40 10
2 44 43 51 8
3 27 12 30 18
4 30 16 36 20
5 49 46 51 5
6 41 37 50 13
7 28 15 34 19
8 27 14 30 16
9 39 33 45 12
10 25 9 28 19
Mittelwert Δf m(10)
Standardabweichung s 5,2
Betrag der Verschiebung Δf = Δf m(10) – k 1 • s 5,6
zwei. Hier kann in einfacher Weise aus den
beiden in der Mitte liegenden Werten ein
Median der Stichprobe durch Mittelwertbildung
errechnet werden.
Tafel 5 gibt ein beispielhaft ausgefülltes
Formblatt wieder, das im Zuge der Anpassung
der Formblätter an die neue Normengeneration
DIN EN 206-1/DIN 1045-2 in der
VDB-Arbeitsgruppe „Formblätter“ überarbeitet
wurde.
5.2 Direkter Vergleich mit Bohrkernen
(Wahlmöglichkeit 1)
Für die Bewertung der Druckfestigkeit von
Bauwerksbeton stehen zwei alternative Verfahren
zur Verfügung. Beim direkten Vergleich
der indirekten Prüfungen mit Bohrkernen
(Wahlmöglichkeit 1) werden Verfahren
beschrieben, die auf einer allgemeinen
Grundlage für die Bewertung der Druckfestigkeit
von Bauwerksbeton anwendbar sind,
wenn für den zu untersuchenden Beton eine
spezielle Beziehung zwischen der Druckfestigkeit
des Bauwerksbetons und dem nach
Druckfestigkeit fis [N/mm 2 ]
60
50
40
30
20
10
0
δƒ 10
14
δƒ 1
diesem indirekten Verfahren erhaltenen Ergebnis
aufgestellt wird. Auf der Grundlage
vieler indirekter Prüfungen und Bohrkernprüfungen
wird bei weiteren indirekten Prüfungen
durch eine Regression der Wertepaare
auf die Prüfergebnisse an Bohrkernen geschlossen.
Dieses Verfahren bietet sich für die
Konformitätskontrolle an Fertigteilen an. Für
die Bewertung der Bauwerksdruckfestigkeit
ist die Anzahl der nötigen Wertepaare sehr
hoch. Es werden mindestens 18 Prüfergebnispaare
aus Bohrkernprüfungen und indirekten
Prüfungen benötigt, um die Beziehung
zwischen der Druckfestigkeit und dem mit
dem indirekten Verfahren erzielten Prüfergebnis
zu bestimmen.
5.3 Kalibrierung an Bohrkernen
(Wahlmöglichkeit 2)
Mit der Wahlmöglichkeit 2 aus DIN EN
13791 ist es wegen der geringeren Anzahl an
Wertepaaren (mindestens neun) relativ einfach,
zur Bewertung der Druckfestigkeit von
Bauwerksbeton in einem eingeschränkten
Druckfestigkeitsbereich eine Beziehung, d. h.
eine Bezugskurve, aufzustellen:
An mindestens neun Messstellen wird ein
indirektes Prüfverfahren (hier als Beispiel
Rückprallhammerprüfungen) eingesetzt, von
denselben Messstellen werden Bohrkerne gezogen
und auf Druckfestigkeit geprüft. Aus
der Differenz der Messergebnisse werden der
Mittelwert und die Standardabweichung berechnet,
woraus sich eine Verschiebung der in
der Norm [1] vorgegebenen Kurve ergibt. Die
neu aufgestellte Kurve dient nun als Grundlage
für die Umrechnung (Abschätzung) der
Bauwerksdruckfestigkeit anhand weiterer
Prüfungen mit dem Rückprallhammer. Tafel
6 enthält eine Beispielauswertung einer Kalibrierung.
Der zur Berechnung der Verschiebung
verwendete Faktor k 1 ist von der Anzahl der
Wertepaare abhängig und aus Tabelle 3 in
DIN EN 13791 zu entnehmen (k 1 = 1,62 für
zehn Wertepaare). Nach Erhalt der in Tafel 5
gegebenen Werte kann die in DIN EN
13791, Bild 2, enthaltene Bezugskurve um
20 25 30 35 40 45 50 55
Rückprallwert R [Skalenteile]
Bild 7: Kombination der Bohrkernentnahme mit indirekten Methoden nach Möglichkeit 2, Verschiebung
der Bezugsgeraden
Δƒ
5

den Betrag Δf verschoben werden oder es
kann eine numerische Berechnung erfolgen.
Bild 7 zeigt die Verschiebung der Bezugsgeraden
anhand der Werte aus Tafel 5.
5.4 Bezugsgerade W
Die Bezugsgerade W wurde aus DIN 1048-4
[7] in den nationalen Anhang von DIN EN
13791 übernommen. Dazu wird eine Relation
zwischen Rückprallhammerwerten und im
Labor hergestellten Probewürfeln des zu prüfenden
Betons aufgestellt. Das Verfahren ist
nur anwendbar, wenn z.B. im Rahmen eines
größeren Bauvorhabens aus den betreffenden
Betonen Würfel hergestellt und gleichzeitig
Rückprallhammerprüfungen durchgeführt
werden können. Für die Bewertung bestehender
Bauwerke ist es nicht geeignet.
6
Arbeitskreis „Vordrucke“:
6 Schlussbetrachtung
DIN EN 13791 bildet die Grundlage für die
Bewertung von Bauwerksbeton nach der neuen
DIN-1045-Generation. Sie bietet eine
Reihe von Möglichkeiten zur Bewertung der
Bauwerksdruckfestigkeit von Beton, einerseits
bei der Untersuchung älterer oder geschädigter
Betonbauteile zu Zwecken des
Umbaus oder der Sanierung, andererseits bei
Nichterreichen der Konformität des Betons
oder bei mangelhafter Bauausführung. Gegenüber
früheren Verfahrensweisen ist eine
sorgfältigere Planung der durchzuführenden
Nachweise erforderlich, da nicht selten allein
die unüberlegte Wahl der Probekörperanzahl
eine Herabstufung des Bauwerksbetons in
eine niedrigere Druckfestigkeitsklasse zur
Folge hat.
Leiter: Klaus Falkus (RG 9)
Mitarbeiter: Michaela Biscoping (RG 6)
Raymund Böing (RG 0)
Corinna Schumacher (RG 6)
Werner Tietze (RG 6)
Dr. Karl Uwe Voss (RG 9)
Prof. Dr. Robert Weber (RG 7)
Dr. Ulrich Wöhnl (RG 5)
Literatur
[1] DIN EN 13791 Bewertung der Druckfestigkeit von
Beton in Bauwerken oder in Bauwerksteilen; Ausgabe:
2008-05
[2] Concrete core testing for strength – Report of a Concrete
Society Working Party. The Concrete Society,
1987
[3] prEN 13791, draft September 2001
[4] DIN EN 12504-1 Prüfung von Beton in Bauwerken
– Teil 1: Bohrkernproben – Herstellung, Untersuchung
und Prüfung von Druck; Ausgabe 2000-09
[5] Taerwe, L.: A general basis fort he selection of compliance
criteria. IABSE Proceedings P-102/86,
S. 113–127
[6] DIN EN 12504-2 Prüfung von Beton in Bauwerken
– Teil 2: Zerstörungsfreie Prüfung – Bestimmung der
Rückprallzahl; Ausgabe: 2001-12
[7] DIN 1048-4 Prüfverfahren für Beton – Teil 4:
Bestimmung der Druckfestigkeit von Festbeton in
Bauwerken und Bauteilen; Anwendung von Bezugsgeraden
und Auswertung mit besonderen Verfahren;
Ausgabe: 1991-06
Der „Arbeitskreis „Vordrucke“ hat in den vergangenen Jahren eine Reihe Formblätter erarbeitet,
die für die Arbeit des Betoningenieurs im Labor, aber auch auf der Baustelle hilfreich
sind. So wurden z.B. Formblätter für die Ausgangsstoffe für Beton erarbeitet, für die Betonzusammensetzung
sowie für die verschiedenen Prüfungen von Frisch- und Festbeton.
Als derzeit letzte Arbeit entwickelte der Arbeitskreis „Vordrucke“ ein Formblatt für die Umsetzung
der DIN EN 79 zur Bewertung der Festigkeit von Beton im Bauwerk bei Prüfung
mit dem Rückprallhammer, das unter www.betoningenieure.de zur allgemeinen Nutzung
heruntergeladen werden kann.
Ein weiteres Formblatt zur Bewertung der Bauwerksfestigkeit bei Prüfung an Bohrkernen
ist derzeit in Arbeit.

Anlage
Gutachten
Angaben zum Bauteil:
Bauwerk/Baustelle:
Bauteil:
Druckfestigkeitsklasse (Soll):
Alter des Bauteils:
Prüfgerät:
Überprüfung am Prüfamboss:
Messpunkte:
Messstelle , Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.:
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 2, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.:
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle , Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.:
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 4, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.:
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 5, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.:
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 6, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.:
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 7, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.:
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 8, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.:
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Messstelle 9, Schlagrichtung
ggf. Korrekturwert aus Schlagrichtg.:
ggf. korrigierter Prüfwert:
Prüfwerte, geordnet nach der Größe:
Median:
Bemerkungen:
Mediane der einzelnen 9 Messstellen:
Median aus allen 9 Messstellen:
Mediane der einzelnen Messstellen:
Median aus allen Messstellen:
Druckfestigkeitsklasse:
Herstelldatum: Prüfdatum:
Istwert: Sollwert:
2 4 5 6 7 8 9 0
Datum: Ort: Unterschrift:
9
9
9
9
9
9
9
9
9
9
9
7

Organisation – Namen und Anschriften des VDB
Geschäftsführender Vorstand:
1. Vorsitzender:
Dr.-Ing. Karsten Rendchen
Unterbruch 58
47877 Willich
Tel.: 0 21 54 / 8 05 22
Fax: 0 21 54 / 81 19 64
rendchen@gmx.de
Stellvertretender Vorsitzender:
Dr.-Ing. Matthias M. Middel
Lichtenböcken 55
58093 Hagen
Tel.: 0 23 34 / 5 02 69 07 (p)
Tel.: 0 25 21 / 87 30-0 (d)
Fax: 0 25 21 / 87 30-29 (d)
matthias.middel@betonmarketing.de
Schriftführer:
Dr. Michael Lichtmann
Griesbacher Str. 105, 47809 Krefeld
Tel.: 0 21 51 / 2 67 44 (p)
Tel.: 0 20 64 / 608-256 (d)
Fax: 0 20 64 / 608-358 (d)
michael.lichtmann@evonik.com
Schatzmeister:
Dipl.-Ing. Franz Josef Bilo
Löher Höhenweg 23
51429 Bergisch Gladbach
Tel.: 0 22 04 / 76 90 42 (p)
Tel.: 0 22 04 / 84 21 50 (d)
Fax: 0 22 04 / 84 21 54 (d)
info@bilo-lenkenhoff.de
VDB-Geschäftsstelle:
Annastraße 3
59269 Beckum
Tel.: 0 25 21 / 87 30-0
Fax: 0 25 21 / 87 30-29
matthias.middel@betonmarketing.de
Konto: VDB, Deutsche Bank AG
Konto-Nr. 6 544 852 BLZ 370 700 24
Referent für Öffentlichkeitsarbeit:
Dipl.-Ing. Rainer Büchel
Eichenbrink 38
42289 Wuppertal
Tel.: 02 02 / 62 19 88 (p)
Tel.: 02 11 / 9 24 99-32 (d)
Fax: 02 11 / 9 24 99-55 (d)
buechel@verlagbt.de
VDB-Regionalgruppen und deren Leiter:
1 Berlin/Brandenburg
Dr.-Ing. Katrin Bollmann
Raisdorfer Straße 5, 15566 Schöneiche
Tel.: 03 36 38 / 54-236 (d)
Fax: 03 36 38 / 54-299 (d)
katrin.bollmann@cemex.com
2 Schleswig-Holstein
Dipl.-Ing. Volker Witt
Bundesstr. 5 Nr. 26, 25795 Weddingstedt
Tel.: 0 48 32 / 97 84 19 (p)
Tel.: 04 81 / 8 50 87-0 (d)
Fax: 04 81 / 8 50 87-49 (d)
volker.witt@witt-beton.de
3 Hamburg
Dr.-Ing. Frank Langer
Andreas Meyer-Straße 9, 22113 Hamburg
Tel.: 0 40 / 78 07 16 43
Fax: 0 40 / 78 07 16 42
frank.langer@versanet.de
4 Weser-Ems
Dipl.-Ing. Manfred Greiff
An der Tenge 20, 49733 Haren (Ems)
Tel.: 0 59 32 / 50 47-20 (d)
Fax: 0 59 32 / 50 47-22 (d)
m.greiff@prueftechnik-ptg.de
5 Niedersachsen
Prof. Dr.-Ing. Ludger Lohaus
Im Südfeld 29, 30952 Ronnenberg
Tel.: 0 51 09 / 51 24 60 (p)
Tel.: 05 11 / 7 62-37 22 (d)
Fax: 05 11 / 7 62-47 36 (d)
lohaus@baustoff.uni-hannover.de
6 Westfalen
Dipl.-Ing. Werner Tietze
Görlitzer Str. 41, 48157 Münster
Tel. + Fax: 02 51 / 24 96 22 (p)
7 Nordrhein
Dipl.-Ing. Roland Pickhardt
Ernst-Mollenhauer-Str. 20, 41462 Neuss
Tel.: 0 21 31/ 54 45 47 (p)
Tel.: 0 25 21/ 87 30-0 (d)
Fax: 0 25 21/ 87 30-29 (d)
roland.pickhardt@bmwest.de
8 Hessen
Dr. rer. nat. Jürgen Kötz
Turmstr. 24, 35578 Wetzlar
Tel.: 0 64 41 / 4 73 85 (p)
Tel.: 0 64 41 / 44 46 24 (d)
Fax: 0 64 41 / 44 46 23 (d)
info@juergen-koetz.de
9 Rheinland-Pfalz/Saarland
Ronald Wittmer-Braun
5, Impasse des Sapins, F-57990 Ippling,
Frankreich
Tel.: 00 33 / 38 70 28 575 (p)
ronald.wittmer-braun@betontechnik.com
10 Baden-Württemberg
Dipl.-Ing. Eckhard Bohlmann
Königswiese 2/1, 69168 Wiesloch
Tel.: 0 62 22 / 38 86 31 (p)
Tel.: 0 62 24 / 7 03-450 (d)
Fax: 0 62 24 / 7 03-402 (d)
eckhard.bohlmann@heidelbergcement.
com
11 Bayern
Dipl.-Ing. Ernst Färber
Waldsaumstr. 29, 81377 München
Tel.: 0 89 / 7 14 06 50 (p)
Tel.: 0 81 42 / 80 27 (d)
Fax: 0 81 42 / 80 29 (d)
info@ibqmbh.de
12 Mecklenburg-Vorpommern
Hans Pfennig
Zum Wiesengrund 33,
18107 Lichtenhagen-Dorf
Tel.: 03 81 / 7 68 36 00 (p)
Tel.: 03 81 / 66 99 14 (d)
Fax: 03 81 / 66 99 15 (d)
H.Pfennig@Frischbeton-HRO.de
13 Thüringen
Dipl.-Ing. Wolfgang Bethge
Groß-Gerauer-Str. 1c, 99510 Apolda
Tel.: 0 36 44 / 65 28 22 (p)
Tel.: 0 36 44 / 55 55 38 (d)
Fax: 0 36 44 / 55 55 39 (d)
wolfgang.bethge@mfpa.de
14 Sachsen/Sachsen-Anhalt
Prof. Dr.-Ing. Detlef Schmidt
Zingster Str. 18, 04207 Leipzig
Tel.: 03 41 / 9 41 62 85 (p)
Tel.: 03 41 / 30 76 63 02 (d)
Fax: 03 41 / 30 76 70 45 (d)
detlef.schmidt@fbb.htwk-leipzig.de
9

20
VERBAND DEUTSCHER BETONINGENIEURE E.V.
Geschäftsstelle
Telefon 0 25 21/87 30 20, Annastraße 3, 59269 Beckum