Arbeitsbericht 2001- 2003 Sonderforschungsbereich 477 - SFB 477

Arbeitsbericht 2001- 2003 

Sonderforschungsbereich 477 

Sicherstellung der Nutzungsfähigkeit von Bauwerken 

mit Hilfe innovativer Bauwerksüberwachung 

Gefördert durch die Deutsche Forschungsgemeinschaft 

TECHNISCHE UNIVERSITÄT CAROLO-WILHELMINA 

Braunschweig

Inhaltsverzeichnis Seite 

1 Allgemeine Angaben zum Sonderforschungsbereich 

1.1 Wissenschaftliche Entwicklung des Sonderforschungsbereichs 1 

1.2 Entwicklung der Kooperation im Sonderforschungsbereich 2 

1.3 Stellung innerhalb der Hochschule 3 

1.4 

1.5 

1.6 

Förderung der Lehre und des wissenschaftlichen Nachwuchses 

Förderung der Gleichstellung von Wissenschaftlerinnen und Wissenschaftler 

Ergebnisse des SFB 477 in Bezug auf Patentanmeldungen 

2 Berichte über die einzelnen Teilprojekte 

Projektbereich A: Methoden und Strategien zur Bauwerksüberwachung 

A1 Methoden zur risiko- und schwachstellenorientierten Bewertung und Optimierung 

von Bauwerksüberwachungsmaßnahmen (Hosser) 

Projektbereich B: Adaptive Modelle 

B1 Modellgestützte Bauwerksüberwachung und Schadensdiagnose anhand eines 

online an den jeweiligen Zustand anzupassenden dynamischen Rechenmodells 

(Oeljeklaus) 

B3 Lebensdauervorhersage von ermüdungsbeanspruchten Bauwerken durch Monitoring 

und begleitende Versuche (Peil) 

B4 Restlebensdauervorhersage für Schweißverbindungen an Stahlkonstruktionen 

und Maßnahmen zur kontrollierten Nutzungsausweitung (Wohlfahrt) 

B5 Analyse der biologischen und chemischen Reaktionsprozesse in Deponien 

(Hempel, Haarstrick) 

B6 Analyse der gekoppelten Prozesse von Wärmeentwicklung, Flüssigkeits- und 

Stofftransport in der Deponiestruktur (Dinkler, Ahrens) 

B9 Adaptives Modell zur Dauerhaftigkeitsprognose im Zuge der Überwachung 

von Betonbauwerken (Budelmann, Schmidt-Döhl) 

Projektbereich C: Messtechnik – Entwicklung und Adaption 

C1a Faseroptische Sensoren für die Bauwerksüberwachung (Kowalsky, Johannes) 145 

C1b Mikrowellensensoren und -messtechnik für die Bauwerksüberwachung 

(Jacob, Johannes) 

165 

C2 Zustandserfassung und -beurteilung vorgespannter Zugglieder durch Monitoring 

(Budelmann, Rostásy) 

189 

Projektbereich D: Erprobung an Bauwerken 

D1 Überwachung und Beurteilung von Deponien (Fricke, Collins) 

3 Abgeschlossene Teilprojekte 

A2 Wissensbasiertes System „Messtechnik im Bauwesen“ zur Messdatenerfassung 

und Auswertung innerhalb der Bauwerksüberwachung (Natke†) 

C3 Mehrkomponenten-Dehnungs-und Spannungsaufnehmer für das Monitoring 

von Bauwerken (Peters) 

C4 Geodätische Sensoren und Methoden zur Bauwerksüberwachung (Niemeier) 

4 Dokumentation der sonstigen Aktivitäten 277 

3 

6 

6 

7 

27 

37 

61 

81 

101 

125 

213 

235 

237 

257

Sicherstellung der Nutzungsfähigkeit von Bauwerken 

mit Hilfe innovativer Bauwerküberwachung 

Sprecher: Prof. Dr.-Ing. U. Peil 

Stellvertretender Sprecher: Prof. Dr.-Ing. D. Hosser 

1 Allgemeiner Teil 

1.1 Wissenschaftliche Entwicklung des Sonderforschungsbereiches 

- 1 - 

SFB 477 

Der vorliegende Arbeitsbericht beschreibt die Tätigkeiten und die Entwicklung des SFB 477 

während der vergangenen 3 Arbeitsjahre. Die wissenschaftliche Entwicklung des SFB 477 ist 

in dieser Zeit sehr erfreulich vorangeschritten. Die Entwicklung der Teilprojekte im Teilprojektbereich 

A Methoden und Strategien war durch die Bereitstellung und Programmierung 

grundlegender Algorithmen, Beratung der anderen Teilprojekte in Fragen der Zuverlässigkeitstheorie, 

probabilistische Abschätzung der Lebensdauer, Schwachstellenerkenung etc. 

gekennzeichnet. 

Im Teilprojektbereich B Adaptive Modelle wurde an Modellierungen des Verhaltens 

konstruktiver Bauwerke und von Deponien gearbeitet. Dabei entstanden eine Reihe interessanter 

Ansätze, die zum einen auf bekannten Modellen aufsetzten, zum anderen aber ganz 

andere Wege gingen, z.B. durch Verbindung von Monitoring und parallelen Experimenten. 

Wesentlich bei allen Modellentwicklungen ist, dass Änderungen im Verhalten des Bauwerks 

erfasst und prognostiziert werden können. 

Im Teilprojektbereich C Messtechnik - Entwicklung und Adaption wurde eine Reihe neuer 

Sensoren erdacht, entwickelt und bereits nahezu in eine Phase gebracht, das sie industriell 

gefertigt werden können. Schwierigkeiten ab es hier bei der Entwicklung von Trägersubtanzen 

für die Sensorstoffe. Mittlerweile ist aber hier ein wesentlicher Durchbruch erzielt worden. 

So ist Herrn Prof. Kowalsky (Leiter des Teilprojektes C1a) ist im letzten Jahr der Leibniz-Forschungspreis 

der DFG verliehen worden. 

Der Teilprojektbereich D Erprobung an Bauwerken ist der Bereich des SFB 477, in dem die 

in den Teilprojektbereichen A bis C entwickelten Methoden, Strategien und Sensoren eingesetzt 

und unter Praxisbedingungen erprobt werden sollen. Bisher wurde im Bereich der Deponien 

geforscht. Die Messung von Verformungen der Oberfläche und der Dichtungskonstruktion, 

einschließlich örtlichen Sickerwasseranfalls sind wichtige Eingangsgrößen für die Beurteilung 

der biochemischen Aktivitäten und damit zusammenhängend auch für die Standsicherheit. 

Bei den großen Abmessungen der Deponien kommt einem effizienten Messmanagement 

eine wichtige Rolle zu. In der nächsten Förderperiode werden auch Spannbetonbauwerke 

und der Baugrund selbst mit einbezogen. 

Bedingt durch die enge Kopplung der adaptiven Modellentwicklung und der Sensorentwicklung 

und -adaptierung sind hier sehr erfreuliche Forstschritte zu verzeichnen, die ohne das


Instrument SFB und der dadurch stimulierten fachübergreifenden Diskussion und Zusammenarbeit 

wohl kaum erzielt worden wären. 

Die Verflechtung der einzelnen Teilprojekte ergibt sich thematisch zwangsläufig durch die 

sehr methodisch eingesetzten sog. Ersatzbauwerke, das sind Bauwerke, die im Labor untersucht 

werden und damit alle Freiheiten der Parameterwahl bieten. Nahezu alle Teilprojekte 

sind aktiv an den untersuchten Ersatzbauwerken beteiligt, Ergebnisse können so verglichen, 

kalibriert und abgesichert werden. Genaueres dazu ist bei den Teilprojektbeschreibungen 

nachzulesen. 

1.2 Entwicklung der Kooperation im Sonderforschungsbereich 

Die Kooperation im Sonderforschungsbereich ist zum einen durch die sehr erfreuliche freundschaftliche 

und kollegiale Atmosphäre aller Mitglieder und Mitarbeiter gekennzeichnet, ein 

wesentlicher Punkt für eine gute Zusammenarbeit. Zur Vertiefung und Angleichung spezieller 

Fachkenntnisse wurden Arbeitsgruppen eingerichtet, die in der Regel von einem Mitglied 

vorbereitet und geleitet wurden. In diesen Arbeitsgruppen wurde neben der Faktenpräsentation 

besonderer Wert auf lebhafte Diskussion gelegt. Bisher wurden folgende Arbeitsgruppen 

eingerichtet: 

� Probabilistische Methoden 

� Messtechnik 

� Deponierung vorbehandelter Siedlungsabfälle 

� Zeitreihenanalyse 

Daneben wurden zeitlich begrenzte Kompaktkurse auf den Gebieten 

� Symptom- und modellgestützte Diagnose technischer Systeme 

� Stochastische Finite Elemente 

� Numerische Modellierung bei Mehrphasenströmungen und Transportprozessen. 

abgehalten. 

Den beiden Standbeinen des SFB 477 gemäß, wurde eine Koordinationsgruppe Deponie und 

eine Gruppe Konstruktiver Ingenieurbau gegründet, um die spezifischen Fragestellungen im 

kleineren Kreis intensiv diskutieren zu können. 

Neben diesen mehr internen Instrumenten der Zusammenarbeit wurde eine große Zahl von 

Workshops durchgeführt, zum größten Teil mit Experten außerhalb des SFB 477. Die 

Workshops erfüllen zwei Zwecke: der erste Zweck ist dazuzulernen, der andere Zweck ist die 

Möglichkeit zu einer kritischen Beurteilung der eigenen Positionen zu kommen. Die vortragenden 

Wissenschaftler waren in der Regel länger in Braunschweig und haben mit den jeweils 

tangierten Teilprojekten intensiv diskutiert und zusammengearbeitet. Die Workshops 

fanden ein lebhaftes Interesse auch außerhalb des SFB 477, es waren häufig Gäste anderer 

Universitäten, gelegentlich auch aus der Industrie und Verwaltung, zum Teil aus dem Ausland 

anwesend. Die öffentlichen Workshops und Kompaktkurse sind im Abs. 4 noch einmal zusammengestellt. 

- 2 -

1.3 Stellung innerhalb der Hochschule 

- 3 - 


Der Sonderforschungsbereich 477 hat in den letzten beiden Förderperioden erheblichen Einfluss 

im Bereich der TU-Braunschweig und darüber hinaus gewonnen. Im Fachbereich Bauingenieurwesen 

wurde zum Sommersemester 2000 eine neue Vertiefungsrichtung “Bauwerkserhaltung” 

eingerichtet, die mittlerweile sehr erfolgreich ist. In dieser Vertiefungsrichtung 

hat die Bauwerksüberwachung, also der SFB 477, einen großen Anteil. Als ganz wichtiger 

Auswirkung des SFB 477 kann die Einwerbung des Stiftungslehrstuhls Bauwerkserhaltung 

und Tragwerk gewertet werden, dessen Forschungsschwerpunkte exakt im Fokus des 

SFB liegen. Stifterin ist die Salzgitter Stahl und Technologie AG. Dies zeigt deutlich das Interesse 

der Wirtschaft an den grundlegenden Fragestellungen, an denen auch der SFB 477 arbeitet. 

Der Lehrstuhl ist seit dem 01.05.2003 mit Herrn Prof. Dr.-Ing. T. Ummenhofer besetzt. 

Mit der Universität Florenz besteht seit dem 01.01.2002 ein Internationales Graduiertenkolleg 

auf dem Gebiet des Risk Management of Natural and Civilisation Hazards on Buildings and 

Infrastructure, gegründet worden. Die Fragestellungen die hier bearbeitet werden stehen in 

engem Zusammenhang mit Fragestellungen des SFB 477. Die Veranstaltungen des SFB 477 

und auch die des Internationalen Graduiertenkollegs werden stark wechselseitig besucht. 

Mit der Stanford-University, Palo Alto Ca. (Prof. Fu-Kuo Chang) und der University of Colorado 

at Boulder (Prof. D. Frangopol) wird derzeit eine Forschungskooperation auf dem Gebiet 

des Structural Health Monitoring vorbereitet, um die Forschungsinteressen zu bündeln und 

damit gegenseitig zu verstärken. Die Initiative wird auf amerikanischer Seite vom dortigen 

NSF (National Science Foundation) im Rahmen eines Schwerpunktprogramms zentral gefördert. 

1.4 Förderung der Lehre und des wissenschaftlichen Nachwuchses 

Wie bereits dargestellt, haben die Aktivitäten des SFB 477 eine neue Vertiefungsrichtung 

“Bauwerkserhaltung” initiiert, in denen Vorlesungen über spezielle SFB-Themen gehalten 

werden um so die Studierenden auf die künftigen Aufgaben der Berufspraxis vorzubereiten. 

In der Zwischenzeit sind viele Promotionen aus dem SFB heraus entstanden, weitere sind in 

Vorbereitung. Die folgende Tabelle gibt einen Überblick. 

Teilprojekt Vor- und 

Zuname 

Thema 

A1 Michael Dehne Probabilistisches Sicherheitskonzept für die brandschutztechnische 

Bemessung 

A1 Ralf Schnetgöke Logische Modellierung komplexer realer Bauwerke 

A1 Hans-Jürgen 

Schlüter 

Rechnergestützte Beurteilung der Effizienz von Bauwerksüberwachungsmaßnahmen 

B1 Olaf Huth Ein adaptiertes Polyreferenz-Verfahren und seine Anwendung 

in der Systemidentifikation.



Zuname 

Thema 

B3 Matthias Behrens Laterale Schwingungen und Ermüdung von schlanken 

Bauwerken im böigen Wind 

B3 Rüdiger Scharff Schwingung und Ermüdung schlanker Brückenhänger bei 

Zufallserregung 

B3 Michael Wichers Schweißen unter Betriebsbeanspruchung 

B3 Matthias Frenz Lebensdauervorhersage für Stahltragwerke durch Monitoring 

und Versuche unter Berücksichtigung des Systemtragverhaltens 

B3 M. Clobes Querschwingungen eines prismatischen Baukörpers im natürlichen 

Wind unter Berücksichtigung aeroelastischer Effekte 

/ Beitrag zur Ermittlung von Antworten infolge häufiger 

Windereignisse low-cycle-fatique gefährdeter Bauwerke 

B3 O. Dreyer Regen-Wind induzierte Seil- und Hängerschwingun-gen 

und die Auswirkungen auf Lebensdauer und Gebrauchstauglichkeit 

der betroffenen Bauwerke 

B3 M. Corte Ermüdung von Offshore-Windkraftanlagen 

B4 J. Kotowski Ermittlung von Dauerschwingfestigkeitskennwerten für die 

Bemessung von geschweißten Aluminiumbauteilen auf der 

Grundlage örtlicher Strukturbeanspruchungen 

B4 M. Bruns Verbesserung der Lebensdauervorhersage von Schweißverbindungen 

mittels zerstörungsfreier Prüfverfahren 

B4 M. Stadtaus Simulation der Vorgänge im Schmelzbad beim Laserschweißen 

zur Voraussage von Nahtbildung, Gefüge, Verzug 

und Schweißeigenspannungen 

B5 Hilke Heinke Untersuchung der physiko-chemischen und biochemisch 

reaktiven Eigenschaften von Deponieabfällen 

B5 Nelson Mora 

Naranjo 

Analyse und Modellierung der Kinetik des Problemstoffabbaus 

in Deponien 

B5 Andres Leon Ohl Einfluss von Wachstumsbedingungen auf die Struktur von 

Biofilmen 

B5 Wibke Potratz Biologischer Abbau von Amino-Polycarbonsäuren 

B5 Matthias 

Bößmann 

Wachstumsverhalten und Struktur von partikelfixierten Biofilmen 

B6 Anas Al Farra Fluid-Struktur-Interaktion mit Turbulenzen 

B6 Lars 

Aschenbrenner 

Werkstoffmodellierung von Asphalt 

- 4 -


Zuname 

Thema 

B6 Mark Beckmann Schädigungsprozesse im Beton 

B6 Jonathan 

Kindlein 

Transport- und Reaktionsprozesse in Deponien 

B6 Andreas Kölke Fluid-Struktur-Interaktion mit freien Oberflächen 

B6 Volker Krase Instabilität von Böschungen 

B6 Michael Löhr Stochastiche-Finite-Elemente 

- 5 - 


B6 Andreas Vehre Reduktionsverfahren für Finite-Raum-Zeit-Elemente bei 

Fluid-Struktur-Interaktion 

B6 Tim Zümendorf Kriech-Schädigung bei Metallen 

B9 Ellen Rigo Probabilistische Simulation der Dauerhaftigkeit mittels 

transport-reaction Modellierung 

B9 Stephan Bruder Adaptive Modellierung der Dauerhaftigkeit im Zuge der 

Überwachung von Betonbauwerken 

C1a Marc Brandes Photonische Komponenten und optische Messtechnik 

C1a Pavel 

Makedonski 

Entwicklung und Synthese von Sensormaterialien für die 

Bauwerksüberwachung 

C1b Thorsten Sokoll Bauwerksüberwachung mit Mikrowellen 

C1b Christian 

Meiners 

Charakterisierung komplexer Materialien 

C1b Holger Pawlak Integrierte Antennen 

C1b Leif Stange Systemintegration 

C1b Alexander Molke Integrierte HF-Schaltungen 

C1b Johann Heyen Millimeterwellen-Aufbautechnik 

C2 Alexander Holst Ein Beitrag zur Korrosionsdiagnostik von Spannbetonbauwerken 

mittels zerstörungsfreien Prüfmethoden 

C2 Hans-Joachim 

Wichmann 

In-Situ-Erfassung des Spannungszustands und Bruchortung 

von Spanngliedern 

C3 Falk Tegtmeier Mehrkomponenten-Dehnungs- und Spannungsaufnehmer 

für das Monitoring von Bauwerken 

C4 John-Bosco 

Miima 

Artificial Neural Networks and Fuzzy Logic Techniques for 

the Reconstruction of Structural Deformations 

C4 Fredie Kern Automatisierte Modellierung von Bauwerksgeometrien aus 

3D-Laserscanner-Daten 

C4 Wolfgang 

Katrycz 

Hochpräzise Rohrvermessung mit Strapdown-Inertialsystemen



Zuname 

Thema 

C6 Kai Weilert Schädigungsanalyse mit Hilfe der Mustererkennung bei 

Schallemissionssignalen an Baustahl im LCF-Bereich 

C6 Stefan Loppe Piezo-Arrays zur Schadensdetektion 

1.5 Förderung der Gleichstellung von Wissenschaftlerinnen und Wissenschaftler 

Die besonderen Maßnahmen zur Gleichstellung sind durch die einschlägigen Gesetze und 

Verwaltungsregeln berücksichtigt. Die im SFB 477 tätigen Wissenschaftlerinnen genießen 

exakt die gleichen Rechte und haben die gleichen Pflichten wie die männlichen Wissenschaftler. 

1.6 Ergebnisse des SFB 477 in Bezug auf Patentanmeldungen 

Im Rahmen des Teilprojektbereiches C “Messtechnik - Entwicklung und Adaption” erfolgten 

bisher Patentanmeldungen in: 

- TP C3 (Sensor zur Dehnungs- und Spannungsmessung in festen Materialen) 2000. 

- TP C2 (jetzt D3) und TP C1b (Verfahren zur Zustandserkennung von elektrisch 

leitfähigen länglichen Spanngliedern) 2002. 

- TP C1a (Verfahren zur Feuchtebestimmung, Sensor zur Durchführung des Verfahrens 

und Messanordnung) 2003. 

- TP C1b (Resonanter Mikrowellensensor) 2003. 

Gewinne wurden bislang nicht erzielt. Das Interesse der Industrie ist allerdings groß. 

- 6 -

Methoden zur risiko- und schwachstellenorientierten Bewertung und 

Optimierung von Bauwerksüberwachungsmaßnahmen 

Prof. Dr.-Ing. D. Hosser 

Dipl.-Ing. M. Dehne, Dipl.-Ing. Ralf Schnetgöke 

2.1 Kenntnisstand bei der letzten Antragstellung und Ausgangsfragestellung 

2.1.1 Einleitung 

- 7 - 

A1 

Hosser 

Bauwerksüberwachung dient dem Zweck, negative Abweichungen von den planmäßigen Eigenschaften, 

z. B. systematische Veränderungen oder zufällig entstehende Schäden frühzeitig zu erkennen, 

die weitere Entwicklung zu kontrollieren und falls nötig Sanierungsmaßnahmen einzuleiten, 

um die Nutzungsfähigkeit oder die Gebrauchstauglichkeit für die vorgesehene Zeitdauer zu gewährleisten. 

Dabei müssen die durch Monitoring erhaltenen Zusatzinformationen und Aussagesicherheiten 

in einem ausgewogenen Verhältnis zum Überwachungsaufwand stehen. Eine Kostenminimierung 

gelingt nur, wenn die Monitoringmaßnahmen auf die für das Bauwerkverhalten kritischen 

Schwachstellen und die dafür maßgeblichen Unsicherheiten konzentriert werden und die aus 

der Überwachung erhaltenen Informationen unmittelbar in die Zustandsbewertung des Bauwerks 

einbezogen werden. 

Durch Verknüpfung von Methoden der Zuverlässigkeits- und Systemtheorie, der Stichprobenplanung 

und der Entscheidungstheorie in einem wissensbasierten Bauwerksüberwachungssystem soll 

unter Verwendung existierender Vorinformationen aus dem Bauwerksentwurf (Grenzzustandsbeschreibungen, 

Einflussparameter), Schadensanalysen sowie allgemeiner und bauwerksspezifischer 

Parameterinformationen ein auf die versagensrelevanten Aspekte zugeschärftes Beschreibungsmodell 

gewonnen werden. Mit Hilfe dieses Modells und der anfallenden Daten aus der Bauwerksüberwachung 

soll eine immer präzisere Bewertung des Bauwerkszustandes und Identifizierung potentieller 

Schwachstellen ermöglicht werden. 

2.1.2 System- und Schwachstellenanalysen 

Fast alle heute angewendeten Sicherheitskonzepte konzentrieren sich auf die Erfassung der unterschiedlichen 

streuenden Einflussgrößen in den für ein Versagen maßgebenden Grenzzuständen. In 

den bisherigen Betrachtungen wurde davon ausgegangen, dass der tatsächliche Zustand des Bauwerks 

durch die deterministische und stochastische Modellbildung relativ gut beschrieben wird. 

Gefährdungen ergeben sich im Wesentlichen aus Streuungen der Einflussparameter und aus Modellunsicherheitent. 

Dabei bleiben sogenannte grobe Fehler gänzlich unberücksichtigt. Die am Bau 

beteiligten Menschen verursachen jedoch „grobe Fehler“, d. h. objektiv unbekannte, subjektiv unerkannte, 

unberücksichtigte sowie infolge unzweckmäßiger bzw. falsch angewandter Maßnahmen 

nicht abgewehrte Gefahren. 

Rund 90 % der Summe aller Bauschäden und rund 85 % der Personenschäden sind trotz Qualitätssicherungsmaßnahmen 

auf solche „groben Fehler“ bei der Planung, der Herstellung oder beim Betrieb, 

z. B. vergessene Bewehrung oder fehlerhafte Schweißnähte, zurückzuführen. Daher ist es 

zwingend erforderlich, diese bei den probabilistischen Analysen einzubeziehen. 

Die Vernachlässigung dieser Einflüsse ist vertretbar, wenn deren Auftretenshäufigkeit klein oder

A1 

Hosser 

die Auswirkungen im Vergleich zu denen der streuenden Einflussgrößen gering sind, z. B. aufgrund 

umfassender Qualitätssicherungsmaßnahmen oder vorhandener Redundanzen. Wenn dagegen die 

bekanntermaßen streuenden Einflüsse immer zutreffender erfasst werden und durch bessere Berechnungsmodelle 

stille Reserven abgebaut werden, gewinnen die groben Fehler trotz ihrer relativ 

geringen Auftretenswahrscheinlichkeit wegen des größeren Schadenpotentials immer mehr an Bedeutung. 

Die Methodenentwicklung musste darum im Bereich der System- und Schwachstellenanalyse 

dahingehend erweitert werden, dass neben zufälligen Streuungen auch Human Error modelliert 

und berücksichtigt werden kann. 

Grobe Fehler haben nicht an allen Stellen im Bauwerk die gleiche Auswirkung. Beispielsweise 

richten vergessene Bewehrung oder Fehlstellen im Beton an hoch ausgenutzten Stellen mehr Schaden 

an als im übrigen Bereich des Bauwerkes. Da auch der erfahrene Ingenieur bei komplizierten 

Tragwerken oder Deponiebauwerken nicht in der Lage ist, alle besonders gefährdeten Orte vorherzusagen, 

müsste der grobe Fehler wie eine Wanderlast über das gesamte System geschoben werden, 

wobei die Auswirkungen auf eine Komponente, ein Teilsystem und auf das Gesamtsystem jeweils 

zu berechnen sind. Diese Methode bietet sich allenfalls bei überschaubaren Bauwerken mit verhältnismäßig 

wenigen Komponenten an. Bei großen Bauwerken wäre der Rechenaufwand auch mit 

leistungsfähigen EDV-Anlagen kaum oder nur mit großem Zeitaufwand zu bewältigen. Es mussten 

daher Methoden entwickelt werden, mit deren Hilfe grobe Fehler mit vertretbarem Aufwand in die 

System- und Schwachstellenanalyse einbezogen werden können. 

2.1.3 Wissensbasiertes System PROBILAS 

Die einzelnen Module und Algorithmen zur Auffindung von Schwachstellen und zur Planung von 

Messungen wurden in der zweiten Förderperiode im Programmsystem PROBILAS (PRObabilistic 

Building Inspection and Life ASsessment) zusammengefasst. Die Struktur dieses Programms wurde 

in [DEHNE 2002, ARBEITSBERICHT 2000, SCHLÜTER et al. 1999 und HOSSER et al. 1999] 

beschrieben. 

Bild 1 zeigt zusammenfassend die wesentlichen Bestandteile von PROBILAS und den üblichen 

Ablauf des Bauwerksbewertungskreislaufes. 

Zunächst werden alle vorab bekannten bauwerksspezifischen Daten durch ein Graphical User-Interface 

an das Datenbankmodul übergeben und anschließend von dort an die Berechnungsmodule 

weitergeleitet. Die Ergebnisse des ersten Bewertungsschrittes werden an die Datenbank zurückgeleitet. 

Auf Grundlage dieser ersten Ergebnisse werden potentielle Schwachstellen und Versagenspfade 

identifiziert, woraufhin Sensoren für die Bauwerksüberwachung platziert werden können. 

Die Sensoren liefern fortlaufend neue Messdaten, die eine ständige Neubewertung des Bauwerkes 

erforderlich machen. Die neuen Daten werden über das Graphical User-Interface an das Updating- 

und Statistik-Modul übergeben und werden nach der Verknüpfung mit den älteren Informationen 

von dort an die Datenbank weiter geleitet. 

- 8 -

Bild 1 Bestandteile und Bewertungskreislauf des wissensbasierten Systems PROBILAS 

- 9 - 

A1 

Hosser 

Mit dem aktualisierten stochastischen Modell wird der nächste Berechnungsschritt durchgeführt, 

und die neuen Ergebnisse werden an die Datenbank zurückgeleitet. Die alten Ergebnisse werden 

nicht überschrieben, sondern jedes Ergebnis erhält ein Datum, so dass die unterschiedlichen Bewertungsschritte 

jederzeit verglichen und anhand des zeitlichen Verlaufes des Sicherheitsindex �sys 

für das Gesamtsystem auch Trends und Entwicklungen bezüglich der Systemzuverlässigkeit abgeleitet 

werden können. 

Wesentlicher Bestandteil des wissensbasierten Systems PROBILAS ist das Graphical User-Interface, 

das in einer Rapid Application Development-Entwicklungsumgebung (RAD) in der Programmiersprache 

C++ realisiert wurde. Aufgabe dieses User-Interface ist die Ein- und Ausgabe aller 

bauwerksspezifischen Daten, die Weitergabe der Daten an die verschiedenen Module und die graphische 

Darstellung sowohl der Systemverknüpfungen als auch der Ergebnisse der Systembewertungen 

[DEHNE 2002]. 

Das Datenbankmodul von PROBILAS wurde als Relational Database Management System mit dem 

Microsoft SQL-Server 2000 realisiert. Zur Kommunikation des Graphical User-Interface mit der 

Datenbank wird Open Database Connectivity (ODBC) verwendet. 

Bei realen Bauwerken liegen häufig sehr komplexe Systeme vor, die sich aus zahlreichen Teilsystemen 

zusammensetzen. Es kann in solchen Fällen vorkommen, dass bestimmte Komponenten in 

verschiedenen Teilsystemen auftauchen. Die Speicherstruktur als Baum erleichtert hier Änderungen 

und Erweiterungen der Systemverknüpfungen. Weiterhin erlaubt diese Speicherstruktur die Implementierung 

eines einfachen und effizienten Suchverfahrens für Teilsysteme, die von Änderungen 

betroffenen sind. 

Die Berechnung der Zuverlässigkeit für einzelne Grenzzustände und die Bestimmung der Systemzuverlässigkeit 

wird mit den Programmen COMREL und SYSREL durchgeführt [RCP GMBH 

1999a]. Dabei werden in erster Linie die vielfach bewährten Methoden FORM und SORM verwendet. 

Für Vergleichsrechnungen wird zusätzlich die Monte-Carlo-Simulation in Verbindung mit der 

Adaptive Sampling Technik genutzt. Der Start der Programme erfolgt direkt aus der PROBILAS- 

Umgebung heraus. Die Übergabe der notwendigen Eingabedatenfiles geschieht automatisch durch 

das Graphical User Interface [HOSSER et al. 2003a, PEIL et al. 2003, HOSSER et al. 2002].

A1 

Hosser 

Für die Berücksichtigung der sukzessiv anfallenden neuen Messdaten aus der Bauwerksüberwachung 

in der Systembewertung und für die Aktualisierung des stochastischen Modells der Basisvariablen 

wurde ein Updating- und Statistik-Modul innerhalb des wissensbasierten Systems PROBI- 

LAS vorgesehen. Basis dieses Modul ist das Programm STATREL [RCP GMBH 1999b], zusätzlich 

wurden einige Tools im Bereich Stichprobenplanung implementiert, die in der Programmiersprache 

C++ geschrieben wurden und den Vorgang der Systembewertung erheblich vereinfachen 

[DEHNE 2002]. 

Da Korrelationen zwischen den Parametern der Grenzzustandsgleichungen einen erheblichen Einfluss 

auf das Ergebnis der System- und Schwachstellenanalyse haben können, wurden vorab sämtliche 

Parameter, für die bereits Messwerte vorliegen, mit entsprechenden Analysemethoden (Korrelationsmatrizen) 

daraufhin überprüft, ob und in welchem Maße untereinander Abhängigkeiten bestehen. 

Die entsprechenden Korrelationskoeffizienten der Basisvariablen wurden im Datenbankmodul 

von PROBILAS abgespeichert. Die Quantifizierung der Korrelationen aus Messwerten und die 

Berechnung sinnvoller zeitlicher und räumlicher Abstände zukünftiger Messungen erfolgt ebenfalls 

im Updating- und Statistik-Modul von PROBILAS. 

2.2 Angewandte Methoden 


Durch systematische Schadensanalysen für die im Rahmen des SFB 477 untersuchten Bauwerke 

auf Grundlage der Auswertung langjähriger statistischer Erhebungen von Bauschäden konnten 

mögliche grobe Fehler erkannt, ihre Auftretenshäufigkeit abgeschätzt und ihr Einfluss auf das Bauwerksversagen 

bewertet werden. Dabei musste beachtet werden, dass sich die Auftretenshäufigkeiten 

bestimmter Fehler mit der Zeit ändern. 

Das Hauptaugenmerk lag dabei in der Ermittlung von Schäden aus menschlichen Fehlhandlungen, 

die bezogen auf den Neubau zu einem hohen Sanierungsaufwand oder sogar zum Totalabbruch des 

Tragwerks führten. Zu den Tragwerken zählen neben der Hauptkonstruktion auch deren Hilfskonstruktionen 

(Traggerüste) und Baugruben. Es konnten drei Hauptgruppen bezüglich der Schadensursachen 

herausgearbeitet werden, die in Tabelle 1 zusammengestellt sind und als Grundlage für die 

weitere Aufgliederung verwendet werden. 

Tabelle 1 Auswertung der Schadensanalyse 

Bauphase Anteil am Gesamtschaden in [%] 

1. Planungsfehler 43 

2. Ausführungsfehler 51 

3. Fehler in Betrieb und Wartung 6 

Die Schadensanalyse und Zusammenstellung der Schadensbilder aus menschlichem Fehlverhalten 

gliedert sich danach in die Bauphasen Planung, Ausführung und Betrieb. Zu den Planungsfehlern 

gehören vor allem Konstruktionsfehler und Bemessungsfehler. Fehlerhafter Einbau von Bewehrung, 

Betoniermängel oder fehlerhafte Schweißnähte werden den Ausführungsfehlern zugeordnet. 

- 10 -

- 11 - 

A1 

Hosser 

Betriebliche Fehler sind z. B. mangelnde Bauunterhaltung oder Wartungsmängel. Die Anteile der 

jeweiligen Schadensbilder an den Gesamtschäden sind am Beispiel von Brückenbauwerken in Tabelle 

2 zusammengestellt: 

Tabelle 2 Auswertung der Schadensanalyse für Brückenbauwerke 

Art des Fehlers 

Anteil am Gesamtschaden 

in [%] 

1. PLANUNGSFEHLER 48,0 

Konstruktionsfehler 20,0 

- Fehleinschätzung Baugrund 2,0 

- Falsche Bewehrungs- und Spanngliedführung 2,0 

- Fehler in der konstruktiven Bauteilausbildung 10,0 

- Fehler im Entwurf der Bauhilfskonstruktion 6,0 

Bemessungsfehler 24,0 

- Stabilitätsprobleme 1,0 

- Fehler in der Belastungsermittlung 10,0 

- Fehler in der Schnittgrößenermittlung 6,0 

- Ungenügende Baustoffkenntnisse 5,0 

- Vernachlässigung von Montagezuständen 2,0 

Fehler in der Bauablaufplanung 2,0 

Fehler in der Wartungsplanung 2,0 

2. AUSFÜHRUNGSFEHLER 48,0 

Montagefehler 5,0 

Fehler bei Betonherstellung und -einbau 13,0 

Fehler beim Einbau von Bewehrung und Spanngliedern 17,0 

Fehlerhafte Schweißnähte 2,0 

Fehlerhafte Bauwerksabdichtung 4,0 

Fehler in Bauhilfskonstruktionen 7,0 

- Ausführungsfehler 2,0 

- Bedienungsfehler 1,0 

- Mangelnde Koordination zwischen Planung und Ausführung 4,0 

3. Fehler in Betrieb und Wartung 4,0 

Fehlerhafter Korrosionsschutz 2,0 

Fehlerhaftes Wartungsgerät 1,0 

Fehler im Arbeitsablauf 1,0

A1 

Hosser 

Bei der System- und Schwachstellenanalyse werden grobe Fehler als Totalausfall einer Komponente 

modelliert. Anstelle der Grenzzustandsfunktion der Systemkomponente i wird dabei eine 

standardnormalverteilte Basisvariable �i im stochastischen Modell berücksichtigt, die eine Ausfallwahrscheinlichkeit 

pi � 1 ergibt, z. B. 

pi = � (-�i) = 0,999 � �i = -3. 

Dies wird systematisch nacheinander bei allen Komponenten i durchgeführt, die durch den jeweiligen 

groben Fehler betroffen sein könnten. Indem der Sicherheitsindex �sys für das Gesamtsystem 

zwischen allen Rechenläufen verglichen wird, lässt sich ersehen, ob der bei der jeweiligen Komponente 

angenommene grobe Fehler die Systemversagenswahrscheinlichkeit maßgeblich erhöht. Nur 

die Stellen, bei denen der grobe Fehler sich maßgeblich auf die Systemzuverlässigkeit auswirkt, 

werden diesbezüglich genauer untersucht. Hierfür wurden geeignete Indikatoren für die groben 

Fehler zusammengestellt. Dies sind messbare Größen, z. B. 

� Auflagerverdrehungen und 

� Stützensenkungen, 

die Aufschluss darüber geben, ob ein bestimmter Bauwerksteil tatsächlich durch den jeweiligen 

groben Fehler geschädigt sein könnte. 


Das wissensbasierte System PROBILAS basiert auf der Verknüpfung verschiedener Module, unter 

denen die einzelnen Aufgaben wie Dateneingabe, -verwaltung und –verarbeitung aufgeteilt sind 

(siehe Bild 1). Im Datenbankmodul erfolgt die Datenverwaltung über ein Relational Database Management 

System (RDBMS) auf Grundlage des Microsoft SQL-Server 2000. Dieser verbindet eine 

Datenbankverwaltung mit vor- und benutzerdefinierten Datenbankfunktionen und bietet so umfangreiche 

Möglichkeiten für die Entwicklung komplexer Datenbanksysteme. Dies wird durch eine benutzerfreundliche 

grafische Bedienungsoberfläche (GUI) unterstützt. 

Kern des Datenbanksystems ist eine SQL-Datenbank, in der alle von PROBILAS verwendeten Daten 

in Tabellen gespeichert sind. Die einzelnen Datenbanktabellen sind über Fremdschlüssel (Foreign 

Keys) miteinander verbunden, um die Eingabe unzulässiger Werte zu verhindern und somit 

die Datenbankintegrität zu gewährleisten. 

Bild 2 zeigt eine Übersicht über die Struktur der PROBILAS-Datenbank. Diese lässt sich logisch in 

vier Bereiche gliedern: 

� Projektebene, 

� System- und Komponentenebene, 

� LSF-Ebene (LSF: Limit State Function – Grenzzustandsgleichung) und 

� Parameterebene. 

Die Projektebene dient hauptsächlich dazu, die Systeme bzw. Komponenten und die Parameter der 

Grenzzustandsgleichungen eindeutig dem jeweiligen Projekt zuzuordnen. Darüber hinaus werden 

hier die Berechnungsergebnisse (z. B. Sicherheitsindizes �) der einzelnen Projekte gespeichert. 

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A1 

Hosser 

In der System- und Komponentenebene werden alle im logischen Modell der Projekte vorhandenen 

Systeme und Komponenten gespeichert. Hier wird auch die Struktur des Fehlerbaumes abgelegt. 

Die LSF-Ebene speichert die Grenzzustandsgleichungen für die Komponenten und listet die zugehörigen 

Parameter auf. 

In der Parameterebene werden die Parameter mit ihren ggf. zugehörigen Messwerten, statistischen 

Verteilungen, stochastischen Momenten, Wichtungsfaktoren �i und untereinander bestehenden Korrelationen 

gespeichert. Für jeden Parameter lassen sich mehrere dieser Werte verwenden, die dann 

durch den Berechnungszeitpunkt unterschieden werden können. 

Die theoretische maximale Anzahl der in der Datenbank gespeicherten Projekte hängt lediglich vom 

verfügbaren Speicherplatz ab. 

Die Dateneingabe erfolgt über das Managementmodul (Graphical User Interface) von PROBILAS. 

Dabei handelt es sich um eine mit der RAD-Entwicklungsumgebung C++ Builder 6 erstellte graphische 

Benutzeroberfläche. Diese führt den Benutzer durch den typischen Ablauf einer Berechnung. 

Die einzelnen Arbeitsschritte sind durch Tabs sortiert. Es können neue Projekte erstellt oder vorhandene 

geladen und weiter bearbeitet werden. Zuerst wird das logische Modell des betrachteten 

Systems in der Grundform eingegeben, wofür Fehlerbäume verwendet werden. Dazu werden die 

Systeme und Komponenten auf der Arbeitsfläche des Programms erstellt und benutzerfreundlich 

zum Fehlerbaum verbunden. Änderungen werden sofort in der Datenbank registriert. Nun können 

die Grenzzustandsgleichungen für die zuvor definierten Komponenten eingegeben werden. Aus den 

Fehlerbäumen werden mit Hilfe der Booleschen Algebra die minimalen Schnittmengen erzeugt, die 

der verwendete FORM– bzw. SORM-Algorithmus zur Lösung des Systemzuverlässigkeitsproblems 

benötigt. 

Im nächsten Schritt werden die benötigten Parameter definiert und den entsprechenden Grenzzustandsgleichungen 

zugeordnet. Für jeden Parameter können ggf. vorhandene Messwerte eingelesen 

und mit den integrierten Hilfsmitteln der deskriptiven Statistik weiterverarbeitet werden. Dies beinhaltet 

z. B. die Berechnung von Mittelwert, Standardabweichung und Korrelationen zwischen den 

Parametern. Aus diesen Werten lässt sich auch eine Eingabedatei für das Updating-Modul von 

PROBILAS erstellen. 

Für die Systemzuverlässigkeitsanalyse können die gewünschten Grenzzustandsgleichungen der 

Komponenten und Momente der Parameter ausgewählt werden. Daraus lässt sich dann automatisch 

eine Eingabedatei für das Berechnungsmodul von PROBILAS erstellen. Die Berechnungen werden 

größtenteils von kommerziellen Programmen vorgenommen. Dazu wird z. B. die RCP-Software 

COMREL und SYSREL unterstützt [RCP GMBH 1999a]. Für diese Programme können in PRO- 

BILAS Eingabedateien konzipiert und übergeben werden. Die Ergebnisdatei des jeweils verwendeten 

Programms wird anschließend wieder eingelesen und die berechneten Werte werden in das 

Datenbankmodul übernommen.

A1 

Hosser 

Bild 2 Struktur des Datenbankmoduls von PROBILAS 

2.3 Ergebnisse und ihre Bedeutung 


Die relevanten Schwachstellen eines Systems werden mit Hilfe der Methoden der 

Zuverlässigkeitstheorie (FORM/SORM) anhand der Sicherheitsindizes (�-Werte) identifiziert, 

wobei auch der Einfluss grober Fehler berücksichtigt werden kann. Die für ein Versagen 

maßgeblichen Parameter können anhand der Sensitivitäten (�i-Werte) ermittelt werden. Die 

entsprechenden probabilistischen Berechnungen laufen innerhalb des wissensbasierten Systems 

PROBILAS ab. Die wesentlichen Ergebnisse sollen anhand der Systemzuverlässigkeitsanalyse für 

ein Ersatzbauwerk von TP C2 (Budelmann) erläutert werden [HOSSER et al. 2003b]. 

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A1 

Hosser 

In dem hier vorgestellten Anwendungsbeispiel werden Spannelemente systematisch korrosiv 

beansprucht. Es handelt sich um einfach ausgebildete und instrumentierte Spannbetonplattenstreifen, 

die im Spannbettverfahren mit teilweiser Vorspannung hergestellt wurden. Für die Systemzuverlässigkeitsanalyse 

wurde ausschließlich der Tragfähigkeitsverlust des Bauwerks durch Spannstahlbruch 

infolge fortgesetzter Chloridkorrosion betrachtet. 

Es wurden Methoden zur Identifizierung der maßgebenden Schwachstellen und Versagenspfade 

bei Spannbetonbauteilen infolge Chloridkorrosion entwickelt, die im Folgenden vorgestellt werden 

sollen. 

Querschnitt 

Mitte Stab 4 

Ansicht 

F Beaufschlagungsfläche 

F 

12 

5 

7 

85 80 

7 7 7 7 

250 

275 cm 

35 cm 

Bild 3 Spannbetonersatzbauwerk von TP C2 

85 

12 

12 5 

4 Spanndrähte, 

Ø 7mm, l=2,95m 

nom c = 3,7cm 

Bei dem in Bild 3 dargestellten Ersatzbauwerk werden zwei Grenzzustände betrachtet. Zum einen 

das Überschreiten einer kritischen Chloridkonzentration, zum anderen das Versagen des Spanndrahtes 

durch korrosionsbedingten Querschnittsverlust. Das Bauteil versagt noch nicht notwendigerweise 

beim Bruch eines einzelnen Spanndrahtes, weil Umlagerungsmöglichkeiten auf andere 

Bereiche bestehen, jedoch beim Versagen weiterer Spanndrähte. Es liegt also ein systematischer 

Zusammenhang mit logischen Verknüpfungen vor, da das Bauteil gegebenenfalls erst nach Überschreitung 

mehrerer Grenzzustände versagt. 

Die möglichen Versagenspfade wurden auf der Grundlage von Ereignisablaufdiagrammen identifiziert 

(siehe Bild 4). Beim vorliegenden Ersatzbauwerk existieren nur wenige mögliche Versagenspfade. 

Der wahrscheinlichste Pfad lässt sich in diesem Fall auch ohne Zuverlässigkeitsbetrachtung 

aus der ingenieurmäßigen Anschauung heraus leicht vorhersagen. Bei einem komplexen Bauwerk 

liegt die Anzahl der möglichen Versagenspfade jedoch um ein Vielfaches höher. Der wahrscheinlichste 

Pfad lässt sich dann nur noch durch systematische Untersuchungen ermitteln. Die vorgenommene 

Systembewertung des Ersatzbauwerkes mit Hilfe der Berechnungsmethode SORM dient 

der Erprobung dieser Vorgehensweise. 

12 

35 

4

A1 

Hosser 

Die Systemzuverlässigkeitsanalyse erfordert stets die Verknüpfung des logischen Modells der Systemkomponenten 

und der stochastischen Eigenschaften der streuenden Einflussgrößen mit einem 

geeigneten physikalischen Modell - hier für den Chlorideindringvorgang und den korrosiven Abtrag 

der Spanndrähte. Für die Beschreibung des Chlorideindringvorgangs wird das 2. Fick’sche Diffusionsgesetz 

verwendet. 

Bild 4 Ereignisablaufdiagramm für das Versagen des Spannbetonersatzbauwerkes 

Ein korrosiver Angriff auf den Spanndraht findet statt, wenn eine kritische Chloridkonzentration 

überschritten wird und gleichzeitig alle anderen korrosionsauslösenden Bedingungen (Feuchte, 

Sauerstoff etc.) erfüllt sind. Ein Spanndraht versagt, wenn die vorhandene Zugkraft die durch den 

lokalen, korrosionsbedingten Querschnittsverlust des Spanndrahtes reduzierte aufnehmbare Zugkraft 

übersteigt. Die entsprechenden Grenzzustandsgleichungen sind in [Hosser et al. 2003 b] aufgeführt 

und erläutert. 

Die Aufstellung von Grenzzustandsgleichungen gestaltet sich im vorliegenden Fall relativ einfach, 

weil das mechanische Modell geschlossene lineare Gleichungen verwendet. Wenn das nicht der Fall 

ist, z. B. bei nichtlinearen Differentialgleichungssystemen oder FE-Modellen, kann das Antwortflächenverfahren 

(Response Surface Method) angewendet werden. Dabei wird mittels verschiedener 

Algorithmen aus einigen mit dem jeweiligen Modell (z. B. FE-Modell) errechneten Punkten, die als 

Stützstellen dienen, eine sogenannte Antwortfläche entwickelt. Diese Antwortfläche soll sich der 

wirklichen, unbekannten Funktion zumindest im sogenannten Bemessungspunkt optimal annähern 

und wird als Grenzzustandsgleichung verwendet. 

Zur Generierung der Antwortfläche existieren verschiedene Ansätze. Bei der Polynomapproximation, 

dem bekanntesten Verfahren, wird im n-dimensionalen Raum eine Grenzzustandsgleichung 

mittels eines Polynoms n-ten Grades approximiert. Dafür werden exakt n + [n � (n + 1)] / 2 Punkte 

der unbekannten Grenzzustandsgleichung benötigt. 

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A1 

Hosser 

Mit Hilfe des wissensbasierten Systems PROBILAS werden nun die Versagenspfade, das stochastische 

Modell der Basisvariablen und die Grenzzustände effizient verwaltet und weiterverarbeitet. 

Der auf Grundlage des Ereignisablaufdiagramms (Bild 4) entstehende Fehlerbaum wird über das 

Graphical User Interface in PROBILAS eingegeben. 

Bild 5 Eingabemaske für den Fehlerbaum von PROBILAS 

Im nächsten Schritt werden die oben erläuterten Grenzstandsgleichungen für die jeweiligen Systemkomponenten 

eingegeben. Schließlich erfolgt die Zuordnung der statistischen Verteilungen zu 

den entsprechenden Basisvariablen der Grenzzustandsgleichungen. Nähere Angaben zum stochastischen 

Modell der hier vorkommenden Einflussgrößen sind in [Hosser et al. 2003b] aufgeführt. Vorhandene 

Messwerte für die Einflussgrößen werden über ihr Datum in PROBILAS verwaltet. 

Nachdem alle notwendigen Eingaben in PROBILAS eingepflegt wurden (siehe Bild 6 und Bild 7), 

wird automatisch die Eingabedatei für das Programm SYSREL [RCP GMBH 1999a] erzeugt (siehe 

Bild 8), wobei jeweils die aktuellsten Daten übergeben werden. Nach Berechnung der Systemversagenswahrscheinlichkeiten, 

Sicherheitsindizes und Wichtungsfaktoren �i werden diese an PRO- 

BILAS zurückgegeben. 

Die Berücksichtigung der sukzessive anfallenden neuen Messdaten aus der Bauwerksüberwachung 

in der Systembewertung und die Aktualisierung des stochastischen Modells der Basisvariablen erfolgt 

über das Updating- und Statistik-Modul in PROBILAS. In den wesentlichen Teilen beruht 

dieses Modul auf dem Programm STATREL [RCP GMBH 1999b], es wurden jedoch zusätzlich 

einige nützliche Tools implementiert, welche den Vorgang der Systembewertung erheblich vereinfachen. 

Dabei handelt es sich z. B. um die Erstellung von Stichprobenplänen für die Variablenprüfung.

A1 

Hosser 

Bild 6 Eingabe der Grenzzustandsgleichungen in PROBILAS 

Bild 7 Zuordnung der Verteilungen und Einheiten 

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Bild 8 Übergabe des Eingabefiles an SYSREL [RCP GMBH 1999a] 

- 19 - 

A1 

Hosser 

Durch Vergleich des Sicherheitsindex � der verschiedenen Versagenspfade zu bestimmten Zeitpunkten 

lässt sich erkennen, auf welche Weise das Bauteil am wahrscheinlichsten versagt. In diesem 

Fall hat sich der Versagenspfad 1 als maßgebend herausgestellt. Dies deckt sich absolut mit der 

ingenieurmäßigen Annahme. Die Sicherheitsindizes � der anderen Versagenspfade deuten aufgrund 

ihrer hohen Beträge darauf hin, dass sie bezüglich der Zuverlässigkeit des Systems praktisch keine 

Rolle spielen und daher vernachlässigbar sind. 

Bezüglich der Planung der Bauwerksüberwachungsmaßnahmen bedeutet dies, dass die Sensoren 

bevorzugt an den zu Versagenspfad 1 gehörenden Spanndrähten platziert werden müssen. 

Zusätzlich wurde anhand des Spannbetonersatzbauwerkes der Einfluss grober Fehler auf die Systemzuverlässigkeitsanalyse 

betrachtet. Als grober Fehler wurde hier das Vergessen eines der vier 

Spanndrähte vorausgesetzt. Jeder Spanndraht wurde dazu innerhalb der Systemzuverlässigkeitsberechnung 

als eine Systemkomponente angesetzt. Die Ergebnisse der Berechnung bestätigen bei diesem 

sehr einfachen Beispiel die ingenieurmäßige Anschauung, dass sich der grobe Fehler hier am 

stärksten bei den außenliegenden Drähten auswirkt. Als Indikator für den groben Fehler wurde die 

Durchbiegung gewählt. 

Die Ergebnisse der Berechnung der Zuverlässigkeit bezüglich der maßgebenden Grenzzustände 

wurde mit der Monte-Carlo-Simulation in Verbindung mit der Adaptive Sampling Technik überprüft. 

Dabei zeigte sich, dass schon bei einer verhältnismäßig geringen Anzahl von 1000 Rechenläufen 

sehr gute Übereinstimmungen mit den Ergebnissen der Methoden FORM und SORM erreicht 

werden.

A1 

Hosser 

Bild 9 Vergleich der Sicherheitsindizes der verschiedenen Versagenspfade und zeitliche Entwicklung 

Anhand der absoluten Beträge der Wichtungsfaktoren �i als Ergebnisbestandteil der Systemzuverlässigkeitsberechnung 

lässt sich ersehen, welche Modellgrößen den stärksten Einfluss auf die Zuverlässigkeit 

haben. Wie in Bild 10 zu erkennen, handelt es sich dabei um die Ersatztiefe und die 

Betondeckung. Der Streuungseinfluss der übrigen 10 Modellgrößen ist so gering, bzw. ihre Wichtungsfaktoren 

sind so klein, dass sie sich in dem Diagramm (Bild 10) nicht mehr darstellen lassen. 

Bild 10 Wichtungsfaktoren �i 

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- 21 - 

A1 

Hosser 

Ein wesentlicher Bestandteil des wissensbasierten Bauwerksüberwachungssystem PROBILAS ist 

das Datenbankmodul, welches u. a. für die Verwaltung der Messwerte verwendet wird. Im Folgenden 

soll diese Messwertverwaltung anhand der Systemzuverlässigkeitsanalyse für ein Deponiebauwerk 

in Kooperation mit den Teilprojekten B5 (Hempel, Haarstrick), B6 (Dinkler, Ahrens) und D1 

(Fricke, Collins) dargestellt werden. 

Als Versagen wurde hier der Stillstand der Abbauvorgänge innerhalb des Deponiekörpers betrachtet, 

weil ein sukzessiver Abbau der möglichen Giftstoffe wünschenswert ist. Versagen äußert sich in 

diesem Fall durch die Unterschreitung bestimmter Gasbildungsraten. Bei der Auffindung der für die 

Systemzuverlässigkeit maßgebenden Versagenspfade wurden über eine Vielzahl von Ereignisablaufdiagrammen 

sämtliche Szenarien betrachtet, die zu einer Reduzierung der Abbauvorgänge führen 

könnten. Ähnlich wie bei Teilprojekt C2 (Budelmann, Rostásy) wurden dann die maßgebenden 

Pfade durch Systemzuverlässigkeitsbetrachtungen mit der Methode FORM ermittelt. Einzelheiten 

sind in [HOSSER et al. 2003a] beschrieben. 

Bild 11 Mögliche Ereignisabläufe und Versagenspfade in Deponien 

Die Untersuchung der möglichen Versagenspfade dauert zur Zeit noch an. Erste Ergebnisse zeigen, 

dass die Systemkomponente „Wasserhaushalt“ sich stark auf die Systemzuverlässigkeit auswirkt. 

Weiterhin stellte sich anhand der Wichtungsfaktoren �i heraus, dass bei allen Grenzzuständen bezüglich 

der Bildung von Methan und Kohlendioxid die Basisvariable TOC den maßgebenden Einfluss 

auf die Zuverlässigkeit hat. Die Temperatur kann dagegen im Rahmen der Zuverlässigkeitsbetrachtungen 

vernachlässigt werden. 

Nach der in [HOSSER et al. 2003a] beschriebenen ersten Systembewertung können potentielle 

Schwachstellen identifiziert und die Sensoren für die Deponieüberwachung dort bevorzugt platziert 

werden. Die Sensoren liefern sukzessive neue Messdaten, die eine fortlaufende Neubewertung des 

Deponiebauwerkes ermöglichen.

A1 

Hosser 

Bild 12 Messwertverwaltung in PROBILAS 

Aufgrund der bislang relativ geringen Datengrundlage im Deponiebereich müssen hier für die Definition 

des stochastischen Modells der verwendeten Basisvariablen vermehrt Expertenaussagen und 

Eckwerte aus einschlägigen Veröffentlichungen herangezogen werden. Diese Daten können die 

speziellen Verhältnisse im Einzelfall nicht ausreichend genau wiedergeben. Sie können jedoch als 

Vorinformation bzw. als a priori-Verteilung im Sinne der Bayesschen Statistik verwendet werden. 

Zusammen mit einer auf der jeweils betrachteten Deponie durchgeführten Messung relativ geringen 

Umfangs kann daraus nach dem Satz von Bayes eine posteriori-Verteilung definiert werden, welche 

die tatsächlichen Verhältnisse bezüglich der jeweiligen Basisvariable in der Regel zufriedenstellend 

wiedergibt. Die neuen Messdaten werden über das User-Interface an das Updating-Modul übergeben 

und von dort an das Datenbankmodul weiter geleitet. 

Bild 13 a priori und a posteriori Verteilungsdichte 

- 22 -

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A1 

Hosser 

Mit dem aktualisierten stochastischen Modell kann dann der nächste Bewertungsschritt durchgeführt 

werden und die Sensoren werden ggf. neu platziert. 

2.4 Zusammenarbeit im SFB 

Die Arbeiten in der laufenden Förderperiode waren und sind durch umfangreiche Kooperationen 

mit den am SFB 477 beteiligten Teilprojekten geprägt. Diese Aktivitäten dienten dabei zum einen 

als Erprobungsfeld für die Eigenentwicklungen des TP A1 (Hosser) und zum anderen im beträchtlichen 

Maße als Serviceleistung und Hilfestellung für die anderen Teilprojekte. 

So wurde im Arbeitsbereich Konstruktiver Ingenieurbau gemeinsam mit dem Teilprojekt C2 (Budelmann, 

Rostásy) ein Spannbetonersatzbauwerk im Hinblick auf mögliche Versagenspfade und 

den Einfluss grober Fehler untersucht. Künftig werden speziell auf die Bedürfnisse von TP A1 abgestimmte 

Ersatzbauwerke benutzt, um die vorhandenen Methoden der System– und Schwachstellenanalyse 

zu erproben. Der Schwerpunkt liegt dabei in der Anwendung der Modellansätze für 

grobe Fehler und der Beobachtung der Auswirkungen auf Indikatoren. Hierzu werden in den Stahlbeton- 

und Spannbetonersatzbauwerken (Concerto und Duett) grobe Fehler, z. B. vergessene Bewehrung 

oder fehlende Spannglieder, gezielt „eingebaut“. 

Die Anwendung von PROBILAS wird künftig auch auf reale Bauwerke ausgedehnt werden. Hier 

liegt der Schwerpunkt auf der Anwendung der im Arbeitsbereich „System- und Schwachstellenanalyse“ 

zu entwickelnden Methoden für die logische Modellierung realer komplexer Systeme und 

der Untersuchung grober Fehler bei komplexen Bauwerken. 

In Zusammenarbeit mit dem TP B3 (Peil) wurden die Methoden zum Auffinden von Schwachstellen 

am Beispiel von Stahlbauwerken erprobt. Weiterhin wurden im Rahmen der gemeinsamen Arbeiten 

die Modellgrößen mit dem größten Einfluss auf die Zuverlässigkeit ermittelt, um zum einen 

die Berechnungen zu vereinfachen und zum anderen die Messungen auf die sensitiven Größen zu 

fokussieren. In der nächsten Förderperiode soll eine nicht mehr im Betrieb befindliche Stahlbrücke 

in der Umgebung von Braunschweig in die Untersuchungen einbezogen werden. Dabei soll auch 

die Veränderung des Systems nach Auftreten der ersten Schädigung untersucht werden. 

In Kooperation mit der Deponiegruppe (TP B5 (Hempel, Haarstrick), B6 (Dinkler, Ahrens) und D1 

(Fricke, Collins)) wurden mögliche Versagenspfade in Deponien untersucht. Wie bei der Kooperation 

mit Teilprojekt B3 (Peil) mussten auch hier die unbekannten Grenzzustandsfunktionen mit 

Hilfe der Response Surface Methode durch Antwortflächen angenähert werden. Neben der Betrachtung 

des Stillstands der Abbauvorgänge im Inneren des Deponiekörpers als Grenzzustand im 

biologisch/chemischen Sinne werden die Untersuchungen künftig auf das mechanische Verhalten 

des Müllkörpers (z. B. Spannungs-Verformungsverhalten) ausgedehnt. 

Bislang wurden in der Systembewertung lediglich kleine Ausschnitte des Deponiekörpers betrachtet. 

Bei der bereits in der laufenden Förderperiode untersuchten Deponie in Wolfsburg soll nun eine 

Zuverlässigkeitsbetrachtung für das gesamte Deponiebauwerk durchgeführt werden.

A1 

Hosser 

2.5 Vergleich mit Arbeiten außerhalb des SFB 

Parallelen zum Inhalt des SFB 477 ließen sich auf dem Workshop „Life-Cycle Cost Analysis and 

Design of Civil Infrastructure Systems“ des Joint Committee on Structural Safety (JCSS) im März 

2003 in Lausanne erkennen. Dort ging es ähnlich wie bei der Kooperation der Teilprojekte A1 

(Hosser) und C2 (Budelmann, Rostásy) u. a. um die probabilistische Modellierung von Schädigungsprozessen 

bei Betonbauwerken. 

Auf der International Conference on Structural Safety and Reliability (ICOSSAR) im Juni 2001 in 

Newport Beach, Kalifornien war eine ganze Sitzung dem Thema „Structural Reliability and Optimization“ 

gewidmet. Im Rahmen der Konferenz wurden viele Themen behandelt, die in engem Zusammenhang 

zum SFB 477 stehen, z. B. „Stochastic Finite Elements“, „Stochastic Non-linear 

Analysis“, Reliability Analysis“, „New Developments in FORM/SORM and Response Surfaces“ 

und „Reliability, Planning and Costs“. 

Die Task Group 5.1 „Monitoring and Safety Evaluation of Existing Concrete Structures“ der 

Fédération Internationale du Béton (fib) wertet weltweit Monitoring-Maßnahmen für existierende 

Betonbauwerke aus und plant Sicherheitsbewertungen aufgrund von Messergebnissen und probabilistischen 

Berechnungen, um Lebensdauervorhersagen treffen zu können. Durch Sensitivitätsanalysen 

werden die maßgeblichen Einflussparameter identifiziert und die probabilistischen Beurteilungen 

werden genutzt, um die deterministischen Modelle zu verfeinern [FIB 2003, BERGMEISTER 

et al. 2001]. 

Im Rahmen des SFB 398 „Lebensdauerorientierte Entwurfskonzepte und Schädigungs- und Deteriorationsaspekte“ 

entwickelt das Teilprojekt C-1 einen „Prototyp eines Konzeptes zur schädigungsorientierten 

Restlebensdauerermittlung räumlicher Stahlbetonkonstruktionen unter Betriebsbedingungen 

und Sondereinwirkungen“. Die probabilistischen Schädigungsaspekte werden über die 

Lebensdauer simuliert. In Verbindung mit dem Teilprojekt C-5 „Paralleles/verteiltes Entwurfssystem 

für die lebensdauerorientierte Auslegung von Tragwerken unter Berücksichtigung von Schädigungen“ 

erfolgt die Zuverlässigkeitsermittlung. Das Entwurfssystem beinhaltet ein Sicherheits- und 

Zuverlässigkeitsmodell. Dabei wird im Wesentlichen auf Monte-Carlo-Simulationsverfahren zurückgegriffen. 

Im SFB 524 „Werkstoffe und Konstruktionen für die Revitalisierung von Bauwerken“ werden 

ebenfalls probabilistische Methoden angewendet. So arbeitet das Teilprojekt A-1 „Stochastische 

Modellierung und Schädigungsanalyse bestehender Tragwerke“ mit Verfahren, die auf der Zuverlässigkeitstheorie 

I. Ordnung beruhen. Im Teilprojekt A-3 „Sicherheit und Modellbildung wird die 

Monte-Carlo-Simulation zur Berechnung von Versagenswahrscheinlichkeiten eingesetzt. Der 

Schwerpunkt des SFB 524 liegt aber auf bestehenden Bauwerken. [SFB 525 2001]. 

2.6 Offene Fragen 

2.6.1 System- und Schwachstellenanalyse 

Die Methoden der System- und Schwachstellenanalyse wurden bislang lediglich bei relativ einfachen 

Systemen mit überschaubaren logischen Verknüpfungen angewendet. Der wahrscheinlichste 

Versagenspfad ließ sich hier häufig schon aus der ingenieurmäßigen Anschauung heraus identifizieren. 

Bei komplexen Systemen dagegen liegt die Anzahl der möglichen Versagenspfade um ein Vielfaches 

höher. Der kritische Pfad lässt sich in solchen Fällen nur noch durch systematische Untersu- 

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- 25 - 

A1 

Hosser 

chungen festlegen. Generell könnten hier die gleichen Methoden verwendet werden, die sich bei der 

Erprobung an den im SFB behandelten Ersatzbauwerken bewährt haben. Der dafür nötige Zeitaufwand 

nimmt jedoch bei größer werdender Anzahl von möglichen Versagenspfaden stark zu. Daher 

müssen für die unterschiedlichen Bauwerkstypen Ansätze entwickelt werden, mit deren Hilfe bereits 

vor der Durchführung der System- und Schwachstellenanalyse die Anzahl der zu untersuchenden 

Pfade auf eine relativ geringe Anzahl relevanter Pfade reduziert wird. 

Der Einfluss des Human Error auf die Systembewertung wurde bislang ebenfalls nur an den relativ 

einfach strukturierten Ersatzbauwerken mit einfachen Modellansätzen untersucht. Auch in diesem 

Bereich sollen die Berechnungen auf reale Bauwerke ausgedehnt und ggf. die Modelle erweitert 

werden. 


Der Vorgang der stetigen inhaltlichen Ergänzung des Datenbankmoduls von PROBILAS muss auch 

in der beantragten Förderperiode fortgesetzt werden. Dies betrifft sowohl das Zusammentragen von 

Parameterinformationen als auch die Sammlung von Grenzzuständen und möglichen Versagenspfaden. 

Insbesondere im Deponiebereich mussten für die Definition des stochastischen Modells aufgrund 

der dort bislang relativ geringen Datengrundlage vermehrt Expertenaussagen und Eckwerte 

aus einschlägigen Veröffentlichungen herangezogen werden. 

Die Anwendung des wissensbasierten Systems PROBILAS in der Bauwerksüberwachungspraxis 

setzt nach dem derzeitigen Stand des Programms trotz des bedienerfreundlich konzipierten Graphical 

User Interface intensive Vorkenntnisse des Nutzers voraus. Um auch dem BÜ-Ingenieur ohne 

umfangreiche Kenntnisse in der Zuverlässigkeits- und Systemtheorie den Einstieg in die Materie 

der Systembewertung zu erleichtern, müssen Beispiele für unterschiedliche Bauwerkstypen in 

PROBILAS integriert werden, die vom künftigen Anwender als „Defaultdatensatz“ verwendet und 

auf die im Einzelfall vorhandenen speziellen Gegebenheiten hin ergänzt werden können. 

2.7 Literatur 

ARBEITSBERICHT SFB 477, Teilprojekt A1, 2000 

HOSSER, D., SCHLÜTER, H.-J., 1999, Methoden zur risiko- und schwachstellenorientierten Bewertung 

und Optimierung von Bauwerksüberwachungsmaßnahmen, Institut für Baustoffe, Massivbau 

und Brandschutz, Braunschweig, Heft 144, 281-282 

SCHLÜTER, H.-J., HOSSER, D., 1999, Reliability-Based Planning and Assessment of Structural 

Monitoring in Safety and Reliability, Proceedings of ESREL `99 –The Tenth European Conference, 

Munich, Germany, 13-19 September. Rotterdam: Balkema, 545-550 

RCP GMBH, 1999a, STRUREL, a Structural Reliability Analysis Program-System, COMREL & 

SYSREL, Users Manual. München 

RCP GMBH, 1999b, STRUREL, a Structural Reliability Analysis Program-System, STATREL Users 

Manual. München 

BERGMEISTER et al., 2001, Global Monitoring Concepts for Bridges, Structural Concrete, 

2. Jahrgang, März 2001, Heft 1, Seite 29-39

A1 

Hosser 

FIB, 2003, Monitoring and Safety Evaluation of Existing Concrete Structures, State-of-Art Report, 

FIB Bulletin 22, Task Group 5.1., fib, March 2003 

SFB 525, 2001, Berichtskolloquium 08.+09.November 2001, Weimar 

2.8 Dokumentation der aus dem Sonderforschungsbereich entstandenen Vorträge und 

Veröffentlichungen der vergangenen 3 Jahren. 

Bücher und Zeitschriften: 

HOSSER, D., DEHNE, M., HEMPEL, D. C., HAARSTRICK, A., MEIMA, J. A., 2003a, Weak 

Point Analysis of Municipal Landfill Structures Using Adaptive Monitoring, Waste Management, 

eingereicht 2003 

HOSSER, D., BUDELMANN, H., DEHNE, M., HARIRI, K., HOLST, A., 2003b, Monitoring und 

Schwachstellenidentifizierung bei Spannbetonbauwerken, Beton- und Stahlbetonbau, 98. Jahrgang, 

April 2003, Heft 4, Seite 217 – 226 

HOSSER, D., DEHNE, M., AHRENS, H., KINDLEIN, J., 2002, Simplification of the modelling of 

processes in landfills using the methods of reliability theory, Waste Management & Research 21-1, 

UK 2003, p. 119 – 126 

DEHNE, M., 2002, PROBILAS – PRObabilistic Building Inspection and Life ASsessment. User´s 

Manual. Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz, TU Braunschweig 

ARBEITSBERICHT SFB 477, Teilprojekt A1, 2000 

Kongressbeiträge: 

DEHNE, M., HOSSER, D., 2002, Schutzziele, Brandszenarien und Sicherheitsanforderungen für 

den Brandschutz am Beispiel des Industriebaus. Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz, 

iBMB, TU Braunschweig Heft 163, S. 131-156 

PEIL, U., HOSSER, D., FRENZ, M., DEHNE, M., 2003, Life Time Estimation of Steel Structures 

and Assessment of Critical Details. International Conference on Structural Faults and Repair, 10 th 

International Conference and Exhibition , Commonwealth Institute, Kensington, London 

DEHNE, M., 2003, Ein übergreifendes Sicherheitskonzept für den vorbeugenden Brandschutz. 

Braunschweiger Brandschutztage 2003: 10. Fachseminar Brandschutz - Forschung und Praxis ; 

30.9. - 1.10.2003 in Braunschweig., Kurzreferate. Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz, 

iBMB, TU Braunschweig Heft 168 

Vorträge: 

HOSSER, D., DEHNE, M., 2003, Methoden zur risiko- und schwachstellenorientierten Bewertung 

und Optimierung von Bauwerksüberwachungsmaßnahmen, Berichtskolloquium SFB 477, 16. + 17. 

Juni 2003, TU Braunschweig 

- 26 -

Modellgestützte Bauwerksüberwachung und Schadensdiagnose 

anhand eines online an den jeweiligen Zustand anzupassenden 

dynamischen Rechenmodells 

Priv.-Doz. Dr.-Ing. habil. M. Oeljeklaus 

2.1 Kenntnisstand bei der letzten Antragsstellung und Ausgangsfragestellung 

- 27 - 

B1 

Oeljeklaus 

Das Hauptziel dieses Projekt ist es, einerseits ein Monitoring von Bauwerken zu ermöglichen, in 

dessen Rahmen eine adaptive Korrektur eines zugehörigen Rechenmodells aufgrund von Messungen 

erfolgt. Weiterhin geht es um das Erkennen und die Ortung von auftretenden Schäden über Indikatoren 

und Symptome, deren Erforschung und Anwendung einen wichtigen Schwerpunkt dieses 

Projektes darstellen. 

Als besonders sensitiv in Bezug auf Systemveränderungen und insbesondere deren gewünschte Lokalisation 

haben sich Verfahren basierend auf dem Projektiven Eingangsgrößenverfahren (PEGV, 

[OELJEKLAUS 2000]) erwiesen. Es basiert, im Gegensatz zu den im Bereich der Schadensdiagnose 

sehr verbreiteten modalbasierten Verfahren, auf vorliegenden Ein- und Ausgangsmessungen, 

die bezüglich der Komponenten des verwendeten Rechenmodells unvollständig sein können. Eine 

wichtige Ausgangsfragestellung der aktuellen Förderperiode war, ob PEGV-basierte Indikatoren 

erfolgreich mit dem Ziel der Schadensdiagnose eingesetzt werden können. 

Die Resultate dieser Untersuchungen, die den Schwerpunkt der aktuellen Förderperiode ausmachen, 

sind in [OELJEKLAUS, POWALKA 2000], [OELJEKLAUS, NATKE 2001], [OELJEKLAUS 

2003a] sowie im Berichtsband des SFB 477 zum Berichtskolloquium veröffentlicht. Da dort und 

insbesondere in [OELJEKLAUS, NATKE 2001] und [OELJEKLAUS 2003a] die wesentlichen 

Methoden und Ergebnisse detailliert aufgeführt werden, sind die Manuskripte dieser beiden Veröffentlichungen 

als Detailergänzung zu diesem Bericht sinnvoll. Der Bericht ist jedoch auch ohne 

diese Manuskripte aus sich heraus verständlich und ermöglicht die Bewertung der durchgeführten 

Forschungsarbeiten. 


Die angewandten Methoden der aktuellen Förderperiode konzentrieren sich auf die Anwendung und 

Weiterentwicklung des oben beschriebenen PEGV-Indikators zur Schadensindikation und -lokalisation. 

Diese werden in den folgenden Abschnitten vorgestellt. 

2.2.1 Das Rechenmodell 

Die Parameter des verwendeten Rechenmodells sind die Matrixkoeffizienten der Trägheits-, 

Dämpfungs- und Steifigkeits-Summandenmatrizen, die von den Parameterkomponenten faktoriell 

und damit linear korrigiert werden: 

M ( a): � � a�M B( a): � a B 

� � � � K( a): � � 

a�K� � 

� 

�

B1 

Oeljeklaus 

Der Parametervektor 

1: (1, ,1) � � � 

bewirkt keine Korrektur und wird als Startmodell oder A-priori- 

Rechenmodell bezeichnet. Ausgehend von einem validierten Rechenmodell 1� besteht die Aufgabe 

des Monitoring darin, Parameterabweichungen vom validierten Startmodell aufgrund aktueller 

Messungen zu ermitteln. Diejenige Parameterkomponente, für die ein Indikator signifikante Abweichungen 

anzeigt, indiziert einen möglichen Schadensort. Das zugeordnete Subsystem, beispielsweise 

der Ort einer Steifigkeitsmatrix K� , muss dann näher untersucht werden. Ein derartiges Modell 

liefert besipielsweise eine Finite-Elemente-Modellierung eines Bauwerks. Ein weit verbreitetes 

Programmsystem, das dieses leistet ist z.B. Ansys. 

2.2.2 Das Projektive Eingangsgrößenverfahren (PEGV) 

Das projektive Eingangsgrößenverfahren, kurz PEGV, ist ein Identifikationsverfahren basierend auf 

Eingangs- und, bezüglich der Freiheitsgrade des verwendeten Rechenmodells, unvollständig gemessenen 

Ausgangsgrößen im Frequenzbereich ([OELJEKLAUS 2000]). Anstelle der Reduktion 

des verwendeten Rechenmodells auf die gemessenen Freiheitsgrade werden im Rahmen des PEGV 

geeignete Projektionsräume für die Eingangsgrößenresiduen benutzt: Zu diesem Zweck werden die 

Residuen des klassischen Eingangsgrößenverfahrens auf das orthogonale Komplement des Nullraums 

des Operators CF� ( a) 

projiziert. Dabei ist C die Messmatix und CF� ( a) 

die 

Frequenzgangmatrix für den Parameter a und eine Erregerfrequenz � . 

Wie in [OELJEKLAUS 2000] gezeigt ist, sind die so gewonnenen parameterabhängigen Residuen 

sehr sensitiv in Bezug auf Änderungen der Systemparameter, eine generelle Eigenschaft des Eingangsgrößenverfahrens. 

Dies ist für die Zwecke der Schadenslokalisierung von großer Bedeutung, 

da in diesem Fall, ausgehend von einem validierten Startmodell, über die Parameterabweichungen 

als Indikatoren auf den Ort des Schadens bzw. auf die strukturelle Veränderung geschlossen werden 

kann [NATKE, OELJEKLAUS 2000]. 

2.2.3 PEGV-Schadensindikator 

M 

( � ) vaU ( , ) 

Die partiellen Ableitungen des Residuenvektors v (1) � � 

: � des PEGV nach den Parameter- 

�a� 

komponenten sind im validierten Startmodell sensitiv in Bezug auf Änderungen der physikalischen 

Parameter und geben daher Anlass zur Definition des folgenden Schadensindikators: 

�� M1 

v (1, � U ) 

: � für �1, 

�, 

n 

�� v � U 

( � ) 

� � 

M 2 (1, ) 

p 

Für eine feste Versuchserregung M 

1 

P seien die Messungen M 

2 

U an der ungeschädigten und M 

U an 

der geschädigten Struktur vorgenommen worden. Im Zähler ist die partielle Ableitung der proji- 

1 

zierten Eingangsgrößen für 

M 

U nach a� ; diese hat im Falle kleiner Messfehler und eines guten 

Startmodells einen geringen absoluten Betrag. Weist nun das geschädigte System eine Veränderung 

in dem durch a� festgelegten physikalischen Parameter auf und hat sich diese in den Messungen 

M 2 U ausgewirkt, so gilt die Relation 1� �� 0 : Dies folgt aus dem größeren Absolutbetrag des 

Nenners im abgenommenen Schadensfall für a� . 

- 28 -

- 29 - 

B1 

Oeljeklaus 

Eine erste Anwendung auf eine geschädigte Fräsmaschine ist in [OELJEKLAUS, POWALKA 

2000] veröffentlicht; siehe exemplarisch Abbildung 1 in der die „geschädigten“ Steifigkeitsparameter 

eindeutig durch kleine Indikatorwerte angezeigt werden. Weitere Anwendungen der aktuellen 

Förderperiode sid in Abschnitt 2.3. angegeben. 

Indicator value 

2.2.4 PEGV-Regularisierung 

1.4 

1.2 

1 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0 

0 10 20 30 40 50 60 70 

Parameter no 

Abbildung 1: PEGV-Ergebnisse 

Eine Spektralzerlegung des Operators CF � (a) (siehe den letzten Abschnitt) liefert über eine geeignet 

abgeschnittene Singulärwertzerlegung eine Regularisierung des Projektiven Eingangsgrößenverfahrens, 

siehe [OELJEKLAUS, NATKE 2001] für Herleitung und Anwendung. Da die Singulärwerte 

von CF� ( a) 

invertiert in die Spektralzerlegung des PEGV-Operators eingehen, werden die den 

kleineren Singulärwerten entsprechenden Terme zwecks Regularisierung abgeschnitten. 

2.2.5 PEGV-Subsystemadaption 

Im Falle großer Systeme hat das zugrunde liegende Rechenmodell oft tausende von Freiheitsgraden 

und ein Monitoring beschränkt sich meist nur auf einen Teil, ein Subsystem, des zu überwachenden 

Bauwerks. In diesem Fall sind insbesondere die für die Berechnung des Indikators notwendigen 

Projektionen zu zeitaufwendig für ein Monitoring, da die gesamte Systemdimension eingeht. Zu 

diesem Zweck wurde in [OELJEKLAUS 2003a] eine Subsystemadaption des PEGV-Indikators 

vorgestellt. Diese Arbeit enthält weiterhin eine Anwendung auf einen Kranroboter mit einem echten 

Schaden, siehe Abschnitt 2.3.2. 

2.2.6 Output-Only-Monitoring 

In der Praxis kommt es häufig vor, dass keine Messungen der verwendeten Eingangsgrößen vorliegen. 

Es liegen in diesem Fall nur Ausgangsmessungen und mehr oder weniger gute Informationen 

über die Erregung vor, die es zu nutzen gilt. Da die im Schwerpunkt bisher verwendeten Verfahren 

jedoch auf dem Eingangsgrößenverfahren und damit in ihrer klassischen Form auf der Existenz von 

Eingangsgrößenmessungen basieren, ist eine Erweiterung für diesen Fall in der nächsten Förderperiode 

geplant. Zu diesem Zweck wurden bereits Vorarbeiten geleistet und der PEGV-Schadensindikator 

wurde für den folgenden Fall unbekannter Erregung erweitert: Bei beiden Messungen - d.h. 

für das ungeschädigte und später für das geschädigte Modell - liegt die gleiche Erregung vor.

B1 

Oeljeklaus 

Dies ist z. B. bei Langzeitmessungen für Brücken mit etwa gleicher Verkehrsbelastung der Fall; 

siehe dazu z. B. [WAHAB 1998]. 

Für den beschriebenen Fall können die Projektionen der unbekannten Erregungen - unter der Annahme 

eines validierten Startmodells 1� - auf das orthogonale Komplement des Kerns des Operators 

† 

CF� (1) � in der Form 

�M M1 

P : � �CF �1� � �� CU � � � berechnet werden. Damit ist der PEGV-Indikator mit 

der berechneten Erregung anwendbar, da die gemessenen Erregungen des PEGV-Indikators (in seiner 

oben beschriebenen Form) ebenfalls nur in ihrer projizierten Form eingehen. Weitere Lockerungen 

der beschriebenen einschränkenden Annahme über die Erregungen sind in der nächsten Förderperiode 

geplant. Der Ergebnisabschnitt enthält eine Output-Only-Anwendung auf einen Kranroboter. 


2.3.1 Anwendung des Indikators auf ein Ersatzbauwerk des SFB 477 

Abbildung 2: Vergleichsprobe (TP B3) 

Bei den Messungen (s. auch den l. Arbeitsbericht von Bl) wurde das Modell in Abbildung 2, das 

auch von den Teilprojekten B3 und B4 untersucht wird, durch eine Einpunkterregung an der oberen 

rechten Ecke angeregt und es wurden Ausgangsmessungen an 45 gleichmäßig über die gesamte 

Probe verteilten Messpunkten abgenommen. Anschließend wurde ein 3 cm langer Riss im mittleren 

Teil des Bauteils im Bereich des Kerbgrundes erzeugt, um einen Schaden an der Struktur zu erzeugen. 

Dies ist eines von 5 untersuchten Schadenszenarien, die in der 1. Förderperiode mit modalbasierten 

Verfahren untersucht wurden. Im Folgenden werden die Ergebnisse der Anwendung des 

PEGV-Indikators exemplarisch für diesen Fall dargestellt, da die Ergebnisse für die anderen 4 Fälle 

ähnlich sind. 

Zwecks Anwendung des Indikators wurde das in Abbildung 2 dargestellte Modell des Ersatzbauwerks 

in Teile zerlegt, denen anschließend die zu korrigierenden Steifigkeits-Summandenmatrizen 

mit ihren Parameterkomponenten a � zugeordnet wurden. 

Im 1. Szenario wurde das Rechenmodell des Trägers horizontal an den folgenden Koordinaten in 

Bereiche aufgeteilt: 0.45, 0.55, 0.65, 0.75, 1.00, 1.3. 

- 30 -

- 31 - 

B1 

Oeljeklaus 

Szenario 2 ist eine Verfeinerung des 1. Szenarios und beinhaltet neben einer vertikalen Aufteilung 

des Modells an der Koordinate 0.15 die folgende Verfeinerung der 1. Aufteilung in horizontaler 

Richtung an folgenden Koordinaten: 0.3, 0.35, 0.45, 0.55, 0.65, 0.75, 0.85, 0.95, 1.0 und 1.15 aufgeteilt. 

Die Zählweise der Bereiche verläuft für beide Szenarien zuerst in vertikaler und dann in horizontaler 

Richtung. Damit ergeben sich für Szenario l insgesamt 6 Bereiche, wobei der Teilbereich 3 den 

Schadensort enthält. Für Szenario 2 ergeben sich 24 Bereiche, wobei der Teilbereich 11 den Schadensort 

enthält. Die Abbildungen 3 und 4 enthalten jeweils die Ergebnisse der Anwendung des Indikators 

für Szenario l und Szenario 2. Die Ergebnisse illustrieren, dass der Schadensindikator die 

Schadensorte für die beschriebenen Versuchsauslegungen und die vorgenommenen Aufteilungen 

des Modells in Teilbereiche zuverlässig anzeigt. 

2.3.2 Anwendung des Indikators auf einen Kranroboter 

Ein Kranroboter, dessen schematisches Modell in Abbildung 5 dargestellt ist, wurde eingehend mit 

dem vorgestellten PEGV-Indikator untersucht. Das zugehörige Rechenmodell hat etwa 1200 Freiheitsgrade. 

Der untersuchte Frequenzbereich ist 18 - 215 Hz. Die für die Anwendung des Indikators 

ausgewählten Frequenzen befinden sich in der Nähe der wesentlichen 10 Eigenfrequenzen des Systems 

in diesem Frequenzbereich. 

Abbildung 5: Schematische Darstellung des Kranroboters

B1 

Oeljeklaus 

Wie die Abbildung 6 zeigt, wurde die vordere Hälfte des Rechenmodells in 6 Subsysteme zerlegt, 

von denen das 3. Teilsystem den Schaden enthält. Die Parameterkomponenten des Rechenmodells 

sind den zugeordneten Steifigkeitssubmatrizen des Rechenmodells zugeordnet. Die Dämpfungs- 

und Trägheitsmatrizen wurden vom Rechenmodell nicht korrigiert. Die Abbildung 6 zeigt ebenfalls 

den Aufbau der Versuchsauslegungen: ein Erregungspunkt und 9 Aufnehmer, wie in Abbildung 6 

dargestellt, über die vordere Hälfte der Struktur verteilt. 

Abbildung 6: Versuchsauslegung und Subsysteme 

Der in der Abbildung ausgewiesene Schadensort in Teilsystem 3 wird durch die dargestellten 

Schrauben gekennzeichnet. Diese wurden zwecks Erzeugung eines Schadens gelöst, nachdem die 

Messungen für den schadenfreien Fall durchgeführt wurden. Die Erregung bestand für Szenario l 

(Szenario 2) in einer Impulserregung durch einen Hammerschlag an der in der Abbildung 6 gekennzeichneten 

Stelle an der linken (rechten) vorderen Seite der Struktur. Die Sensoren wurden an den 

in den Teilsystemen gekennzeichneten Stellen angebracht und lieferten Messungen für jeweils drei 

Richtungen, x, y und z. Für jedes der beiden Szenarien l und 2 (linke und rechte Impulserregung) 

wurde der Indikator sowohl in seiner klassischen Form, basierend auf Input-Output-Messungen, als 

auch in seiner oben beschriebenen Output-Only Variante, basierend nur auf Output-Messungen, 

angewendet. Die Ergebnisse sind in den Abbildungen 7, 8, 9 und 10 dargestellt. Alle Ergebnisse 

lassen einen Schaden im tatsächlich geschädigten Teilsystem 3 vermuten, erstaunlicherweise sind 

die Ergebnisse für die rechtsseitige Erregung (Szenario 2) jedoch eindeutiger, obwohl sich der eigentliche 

Schadensort auf der linken, also gegenüberliegenden Seite befindet. Als Grund lässt sich 

eine bessere Trennung von Erregung und Schadensort vermuten. Die Ergebnisse zeigen, dass es mit 

den verwendeten Verfahren möglich ist, einen vorliegenden Schaden bei einer komplexen Struktur 

wie dem vorgestellten Kranroboter zu diagnostizieren und zu lokalisieren. Weitere Ergebnisse sind 

in der im Anhang beigelegten Arbeit [OELJEKLAUS 2003a] zu finden. 

- 32 -


- 33 - 

B1 

Oeljeklaus 

Die Methoden vergleichbarer Projekte zur modellbasierten Schadensdiagnose außerhalb des SFB 

477 verwenden überwiegend modal-basierte Verfahren und verwenden Modellreduktionen zur Bewätigung 

des Problems der unvollständigen Ausgangsmessungen. 

Das Teilprojekt B1 verwendet dagegen überwiegend Ein- und Ausgangsmessungen ohne Modellreduktion. 

Die Unvollständigkeit der Messungen wird im Teilprojekt B1 durch geeignete Projektionen 

im Eingangsgrößenraum berücksichtigt. Dadurch entfällt die Modellreduktion und Identifikations- 

und Diagnoseergebnisse werden zuverlässiger.

B1 

Oeljeklaus 


Im aktuellen Berichtszeitraum wurde schwerpunktmäßig der auf dem projektiven Eingangsgrößenverfahren 

basierende Indikator erforscht, weiterentwickelt und an verschiedenen Teststrukturen 

angewendet. Die dargestellten Ergebnisse zeigen, dass die verwendeten Methoden erfolgreich an 

Bauwerken zur Schadensdiagnose im Rahmen eines Monitoring angewendet werden können. Offen 

ist die Frage, wie vorzugehen ist, falls die bisherige, vereinfachende Annahme gleicher Erregung 

beim Output-Only-Monitoring nicht anwendbar ist. In diesem Fall müssten die Ausgangsmessungen 

zu verschiedenen Zeitpunkten (Referenz- und Prüfmessung) auf eine andere Weise zueinander 

in Bezug gesetzt werden. Neben der oben vorgestellten Variante sollen daher weitere Möglichkeiten, 

bis hin zum gänzlichen Verzicht auf einschränkende Annahmen über die experimentellen Erregungen, 

erforscht werden. Statische Untersuchungen auf der Basis des PEGV könnten ebenfalls 

erfolgreich sein, da sich die Eingangsgrößen für diesen Fall einfach ermitteln lassen. 

Die Frage der Anwendbarkeit der untersuchten Methoden auf reale Bauwerke wie eine Brücke ist 

bisher offen geblieben. Daher sollte die Erprobung der Methoden an einer im Betrieb befindlichen 

Brücke sein stattfinden. Hier ist eine direkte Zusammenarbeit mit den Projekten A1, B3, B4 und 

dem neuen Projekt C6 möglich. Da es sich verbietet, einen irreversiblen Schaden an einer Brücke 

zu verursachen, ist seitens B1 geplant, den Schaden durch zusätzliche, die Struktur nicht schädigende, 

versteifende Stahlplatten, die via Schraubklemmen für den Zweck von Versuchen beliebig 

montiert und demontiert werden können, anzubringen. Als Eingangsgröße ist der Verkehr in natürlicher 

Weise vorhanden, die Aufnehmer müssen sowohl für die normale als auch für die versteifte 

Brücke an derselben Stelle angebracht werden 

2.6 Literatur 

Akzeptierte und bereits erschienene Veröffentlichungen: 

M. OELJEKLAUS, 2000: Projection Methods within Model Updating. Inverse Problems in Engeneering, 

8: 119-141. 

H.G. NATKE, 1999: Probleme bei der Diagnose technischer Systeme. Abhandlungen der Braunschweigischen 

Wissenschaftlichen Gesellschaft, XLIX:159-118. 

H. G. NATKE, 1998: Problems of Model Updating Procedures: A Perspective Resumption. Mechanical 

Systems and Signal Processing, 12(1), 65-74. 

H.G. NATKE AND C. CEMPEL, 1999: Holistic Dynamics and Subsystem Modelling - Principles. 

Int. Journal of Systems Science, 30(3):283-293. 

H.G. NATKE AND C. CEMPEL, 2000c: Model-Based Diagnosis of Systems Emphasizing a Holistic 

Approach, Int. J. of Systems Science, 2000, vol. 31, no. 11, 1497-1504. 

H.G. NATKE AND C. CEMPEL, 2001: The Symptom Observation Matrix for Monitoring and Diagnostics, 

Journal of Sound and Vibration, 2001, 248(4), 597-620. 

- 34 -

Konferenzbeiträge: 

- 35 - 

B1 

Oeljeklaus 

OELJEKLAUS, M., 2001a: Damage Detection in Subsystems, Dynamische Probleme -- Modellierung 

und Wirklichkeit, 2001, Hannover. 

OELJEKLAUS, M., 2001b: The Use of Projected Input Residuals in Damage Identification, 2001b: 

In Proceedings of the 3rd International Workshop on Structural Health Monitoring, Stanford 

CA, USA, 12.9.-14.9.2001. Stanford University, CA 94305, USA. 

OELJEKLAUS, M., 2003a: A Non-Modal Structural-Damage-Location Method and ist Application: 

Proceedings of the 16th International Conference on the Applications of Computer Science and 

Mathematics in Architecture and Civil Engineering, Weimar, Germany, 10.6.-12.6.2003. 

OELJEKLAUS, M., 2003b: A Weighted Output-Only Damage Detection Method, Proceedings of the 

6th International Conference on Material Science and Restoration (MSR VI), Karlsruhe, Germany, 

16.9.-18.9.2003. 

OELJEKLAUS, M., 1999:. Projection Methods within Model Updating. In M. I. Friswell, J.E. Mottershead, 

and A.W. Lees, editors, Identification in Engineering Systems, pages 325-335. University 

of Wales, Swansea. 

OELJEKLAUS, M. AND B. POVALKA, 2000: A projection based damage indicator working with 

incomplete measurements. In J.H. Zhang and X.N. Zhang, editors, Proceedings of International 

Conference on Advanced Problems in Vibration Theory and Applications, pages 249-256. Science 

Press, Beijing, China. 

NATKE, H.G., M. OELJEKLAUS, 2000: Data preprocessing, practical application and experience 

in monitoring and diagnosis. In P. Schwesinger, editor, Proceedings of the International Workshop 

on The Present and Future in Health Monitoring, Weimar, 3.9.-6.9.2000. Bauhaus University, 

Weimar, Germany. 

CEMPEL, C. AND H.G. NATKE, 1999: Symptom reliability and hazard for Systems condition 

monitoring. In 3rd Internat. Conference Acoustical and Vibratory Surveillance Methods and Diagnostic 

Techniques, pages 115-120, Senlis, France. Bulletin S.F.M. 

CEMPEL, C. AND H.G. NATKE, 2000: Holistic models and Singular value decomposition in Systems 

condition monitoring. In J.H. Zhang and X.N. Zhang, editors, Proceedings of International 

Conference on Advanced Problems in Vibration Theory and Applications, pages 304-310. 

Science Press, Beijing, China.

- 36 -

Lebensdauervorhersage von ermüdungsbeanspruchten 

Bauwerken durch Monitoring und begleitende Versuche 

Prof. Dr.-Ing. U. Peil 

Dipl.-Ing. M. Frenz 


2.1.1 Allgemeines 

Die Pflege des großen Bestandes ermüdungsbeanspruchter Bauwerke, wie z.B. Eisenbahn- und 

Straßenbrücken, Kranbahnen, Offshore-Konstruktionen, hohe windbeanspruchte Bauwerke etc. hat 

in volkswirtschaftlicher Hinsicht eine große Bedeutung. Die zuverlässige Vorhersage der Lebensdauer 

derartiger Bauwerke ist deshalb für die Zukunft eine wichtige Aufgabe. Viele Bauwerke zeigen 

darüber hinaus Schäden infolge Anwachsens der Einwirkungen und höherer Ausnutzung des 

Widerstandes. Eine präzise Vorhersage der tatsächlichen Lebensdauer ermüdungsbeanspruchter 

Tragwerke kann dazu beitragen, die Gesamtkosten über die Lebensdauer erheblich zu senken. Das 

Ziel des TP B3 ist es daher, die Restlebensdauer von ermüdungsbeanspruchten Bauwerken aus 

Stahl möglichst realistisch vorherzusagen. 

Die dabei üblicherweise verwendeten theoretisch orientierten Prognosemodelle sind aber auch heute 

noch mit zum Teil erheblichen Unsicherheiten behaftet, da die benötigten Modelle der Nachweiskette 

Einwirkungsmodell � Systemmodell � Schädigungsmodell 

zum Teil große Ungenauigkeiten aufweisen. Das Ergebnis eines Modells in dieser Nachweiskette 

dient als Eingangswert für das nachfolgende, so dass durch die multiplikative Verknüpfung die Zuverlässigkeit 

der Prognose i.a. gering ist. So stellen z.B. bei Brückenbauwerken die Einwirkungen 

in der Regel stochastische Prozesse dar, die prinzipiell nicht deterministisch beschrieben werden 

können. Jede deterministische Beschreibung führt daher zu erheblichen systematischen und zufälligen 

Fehlern. Die Beanspruchung des Bauwerks wird mit Hilfe eines statischen oder dynamischen 

Systemübertragungsmodells (mechanische Admittanz) ermittelt. Hierbei treten bei der Ermittlung 

der örtlichen Beanspruchung sowohl systematische Fehler (z.B. durch ungenaue Modellwahl) als 

auch zufällige Fehler (z.B. durch Streuung der Geometrie und des Werkstoffes etc.) auf. Als letztes 

Glied in der Kette der Lebensdauervorhersage weisen die Schädigungsvorhersagemodelle die 

größten Abweichungen von der Wirklichkeit auf [PEIL et al. 1994, REPPERMUND 1984]. Bei der 

üblichen Methode zur Lebensdauervorhersage, dem Nennspannungskonzept, ist z.B. die Einstufung 

eines Kerbdetails in eine Kerbfallklasse oft nicht eindeutig möglich. Verfahren, die auf Grundlage 

örtlicher Beanspruchungen basieren, zeigen Probleme hinsichtlich der Einschätzung der Eingangsparameter 

und ggf. auftretender plastischer Verformungsanteile [SCHÜTZ 1994, PEIL et al. 1999]. 

Reihenfolgeeffekte, die eine große Auswirkung haben, werden hierbei jeweils nicht erfasst. Auch 

hier treten systematische und zufällige Einflüsse auf, die nur schwer bestimmt werden können. 

- 37 - 

B3 

Peil

B3 

Peil 

2.1.2 Generelle Vorgehensweise 

Werden die Dehnungen direkt an den kritischen Stellen gemessen, entfallen die Unsicherheiten der 

in Abschnitt 2.1.1 erwähnten Last- und Systemmodelle (Bild 1 - die dort angegebenen Abschnittsnummern 

beziehen sich auf Abschnitte in diesem Bericht, in denen auf die Punkte genauer eingegangen 

wird). Mit den gemessenen Beanspruchungen und den daraus mit Hilfe von Zählverfahren 

wie der Rainflow-Methode ermittelten Beanspruchungskollektiven könnte eine Schädigungsberechnung 

nach den bekannten linearen oder nichtlinearen Schädigungsakkumulations-Verfahren 

durchgeführt werden. Eine auf diese Weise durchgeführte Lebensdauerermittlung umgeht das Last- 

und das Systemmodell, ist aber nach wie vor mit erheblichen Unsicherheiten behaftet (z.B. Nichtbeachtung 

des Reihenfolgeeffektes). Es ist daher konsequent, auch das Schädigungsmodell zu umgehen. 

Die Modellungenauigkeit aus dem Schädigungsmodell wird deshalb durch eine experimentelle 

Lebensdauerbestimmung minimiert. Hierzu wird im Labor ein Satz Proben (Vergleichsproben) 

mit einem dem Original nachgebildeten Detail (oder einem Ausschnitt daraus) in einer digital geregelten 

Prüfmaschine mit einem passenden Ersatzbeanspruchungsschrieb bis zum Versagen (Anriss) 

belastet und der Anrisszeitpunkt für das entsprechende Detail im Bauwerk statistisch abgesichert 

bestimmt. 

nein 

Klassisches Vorgehen: 

Lastmodell 

stochastisch 

Systemmodell 

statisch-dynamisch 

Dehnungen an 

kritischen Details 

Abs. 2.2.1 

Schädigungsmodell 

Globaler 

Grenzzustand 

erreicht? 

??? 

Abs. 2.2.2.1 

Aktuell: Monitoring 

Vergangenheit: Modell 

Abs. 2.2.2.2 

krit. Details 

FORM 

Versagenspfade 

Fehlerbäume 

Verbessertes Vorgehen: 

Systemumlagerung 

Die so ermittelte Anriss-Lebensdauer ist deutlich genauer als die üblichen modellgestützten Vorhersagen. 

Der so bestimmte erste Anriss im Bauwerk ist aber nicht gleichbedeutend mit dem Systemversagen. 

Nach dem ersten Anriss kann eine Spannungsumlagerung im Tragwerk auftreten, die 

mit zunehmender Risslänge ausgeprägter wird. Als Grenzzustand für die weiteren Überlegungen 

wird daher das Versagen des Gesamtsystems angesetzt. Untersuchungen über Versagenspfade und 

Fehlerbaumanalysen in Zusammenarbeit mit TP A1 können dabei zu neuen kritischen Details führen, 

für die dann der o.a. Prozess erneut durchgeführt wird. 

Eine im Ansatz ähnliche Vorgehensweise für Untersuchungen bis zum ersten Anriss ist in der Luftfahrtindustrie 

oder in der PKW-Entwicklung als Betriebslasten-Nachfahrversuch bekannt, welche 

- 38 - 

Abs. 2.2.4 

Markov Prozess 

Abs. 2.2.3 

Stochastischer 

Last Prozess: 

• 

• 

• 

Trends 

Last Cluster 

Ziel Statistik 

Statist. Bewertung 

Synth. Beanspruchg 

ArtificalTime Series 

´Snake-Algorithmus´ 

Risswachstum 

Bild 1: Generelle Vorgehensweise 

Abs. 2.2.5 

Modell des Details 

in digital gesteuerter 

Prüfmaschine 

Abs. 2.2.6 

Globaler 

nein 

Grenzzustand 

erreicht? 

!!!!

an Prototypen mit standardisierten Lastfolgen (SAE-Histories, TWIST, FALLSTAFF, etc.) durchgeführt 

werden. Bei Bauwerken ist die Aufgabenstellung komplexer. Jedes Bauwerk ist in der Regel 

eine Einzelanfertigung mit i.a. nicht standardisierbaren realen (Ermüdungs-) Einwirkungen, 

Nutzungsänderungen können die Einwirkungsprognose weiter erschweren. 

Ein für die experimentelle Lebensdauerbestimmung verwendete Beanspruchungs-Zeitreihe muss 

die Beanspruchung über die gesamte Nutzungsdauer repräsentieren. Bei Brücken kann eine solche 

Zeitreihe nicht durch Kurzzeitmessungen im Betrieb gewonnen werden, da hierbei immer zufällige 

Ereignisse erfasst werden, die nicht die ganze statistische Wirklichkeit beschreiben. Es sind deshalb 

aus den statistischen Parametern der permanent gemessenen Beanspruchungen synthetische 

Beanspruchungs-Zeit-Verläufe (im folgenden auch Ersatzzeitschrieb genannt) zu generieren, die 

alle wesentlichen Reihenfolgeeffekte der Beanspruchung wie z.B. Clusterbildung aus LKW-Kolonnen 

etc. [PEIL et al. 2001a] enthalten. Die schematisierte Vorgehensweise ist in Bild 1 dargestellt. 

Um dabei die sich ändernden Trends zu 

erfassen, erfolgt die experimentelle Lebensdauerbestimmung 

etappenweise. Es 

wird nicht die gesamte Lebenszeit, sondern 

nur ein sinnvoll vorgegebenes Zeitintervall 

(z.B. 5 Jahre), mit den aktuellen Messdaten 

simuliert. Wenn die Probe in der Prüfmaschine 

in dieser Zeit keinen Anriss zeigt, ist 

auch das zugehörige Bauwerksdetail sicher. 

Wegen der Streuung der Ermüdungsproben 

sind hierbei mehrere gleichartige Proben zu 

untersuchen, um zu abgesicherten statistischen 

Aussagen über die Lebensdauer zu 

kommen. Nach den Versuchen werden die 

Proben für das gewählte Zeitintervall am 

Schädigung 

5 Jahre 

Bild 2: Adaptive Trenderfassung durch Update 

der Ermüdungszustände 

Bauwerk gelagert, um möglichst gleichartige Umgebungsbedingungen zu erhalten. Nach Ablauf 

dieser Zeit werden Versuche für das nächste Zeitintervall durchgeführt. Hierzu wird der Zeitschrieb 

an den aktuellen Trend angepasst (Bild 2). Da das Bauwerk nicht exakt die gleiche Beanspruchung 

erlitten hat, wie bei der Prognose vermutet, müssen die unterschiedlichen Ermüdungszustände des 

Bauwerks und der Probe angeglichen werden. Wenn das Bauwerk eine größere Ermüdungsbelastung 

erfahren hat als bei den Prognoseversuchen vermutet wurde, muss die Differenz der Lastwechsel 

zunächst auch bei der Probe aufgebracht werden, bevor das nächste Zeitintervall untersucht 

wird. Da die Lastwechsel am Bauwerk „gemonitort“ werden und die Lastwechsel in der Probe 

ebenfalls bekannt sind, ist dies einfach durchführbar. Wenn das Bauwerk dagegen eine geringere 

Ermüdungsbeanspruchung erfahren hat als in den Prognoseversuchen vermutet wurde, muss mit 

dem nächsten Versuch so lange gewartet werden, bis im Bauwerk die gleiche Anzahl von Lastwechseln 

aufgetreten ist, wie beim Prognoseversuch an der Probe vorausgesetzt wurde (vgl. Warteperiode 

in Bild 2). Die Einführung einer Schädigungsdefinition ist hierbei nicht nötig, da lediglich 

die Lastwechsel verglichen werden. 

Dieses Vorgehen kann bei neuen Bauwerken wie oben geschildert angewendet werden. Bei der 

Restlebensdauerbestimmung vorhandener Tragwerke wird jedoch auch die Belastungsgeschichte 

aus der Vergangenheit benötigt. Da diese nicht mehr gemessen werden kann, wird ein Verfahren 

benötigt, mit dem Zeitschriebe künstlich generiert werden können, die die vorausgegangene Bean- 

- 39 - 

Warteperiode 

5 Jahre 5 Jahre 

Riss 

B3 

Peil 

Ausgleich der Ermüdungszustände 

Ermüdungszustand Probe 

Ermüdungszustand Bauwerk 

Zeit

B3 

Peil 

spruchung hinreichend genau erzeugen. Ein entsprechender Lösungsansatz wird in Abschnitt 

2.2.2.2 vorgestellt. 

Da die prognostizierte Lebensdauer eines realen Bauwerks relativ groß ist, ergeben sich Probleme 

bei der Validierung der angewandten Vorgehensweise, d.h. die Schadensprognose lässt sich am 

realen Bauwerk nicht unmittelbar bestätigen. Unabhängig davon kann die Untersuchung einiger 

weniger Bauwerke nicht die für eine Validierung erforderliche Bandbreite an Lastprozessen und 

Kerbdetails abdecken. 

Daher wird das Verfahren zunächst im Labor an sogenannten Ersatzbauwerken erprobt. Ersatzbauwerke 

sind dabei größere Probekörper (kleine Bauwerke) mit definierten Kerben, welche beliebigen 

Lastprozessen unterworfen werden, also z.B. Schmalband- oder Breitbandprozessen mit Amplitudengrößen, 

die Beanspruchungen vom Low-Cycle-Fatigue (LCF) bis zum High-Cycle-Fatigue 

(HCF) umfassen. Die Lebensdauer der kritischen Details dieser Ersatzbauwerke wird dann mit 

Hilfe des o.a. Verfahrens prognosti- 

A1 

ziert. Das generelle Vorgehen zur 

C6 

C3 � I /� II Herstellung der benötigten Vergleichs- 

R > S 

proben wurde im letzten Arbeitsbericht 

ausführlich dargestellt [PEIL et 

al. 2000c]. 

B3 

- 40 - 

Innerhalb des SFB 477 werden die 

Ersatzbauwerke, die vom TP B3 getestet 

werden, auch intensiv für die 

Untersuchungen anderer Teilprojekte 

genutzt. Dies kann den jeweiligen 

Arbeitsberichten entnommen werden. 

Bild 3 stellt das Ersatzbauwerk des TP 

B3 „Tremolo“ dar, eingetragen sind 

die bereits durchgeführten bzw. geplanten 

Untersuchungen der beteiligten 

Teilprojekte. 

Im Folgenden werden, dem Flussdiagramm in Bild 1 folgend, die wesentlichen Methoden und Ergebnisse 

in der in diesem Arbeitsbericht möglichen Dichte dargestellt. 

2.2 Angewandte Methoden und Ergebnisse 

2.2.1 Ermittlung der kritischen Details 

B 

Bild 3: Das Ersatzbauwerk „Tremolo“ mit schematischer 

Darstellung der Aktivitäten der beteiligten Teilprojekte 

B4 

H 

A 

B1 

Die zuverlässige Bestimmung der Schwachstellen im Tragwerk ist eine wichtige Grundlage für das 

im TP B3 vorgestellte Vorgehen bei der Lebensdauervorhersage ermüdungsbeanspruchter Tragwerke. 

Die Stellen, an denen der erste Anriss erwartet wird und an denen daher gemonitort werden 

muss, lässt sich bei Tragwerken mit ausgeglichenem Sicherheitsniveau auf zufriedenstellende 

Weise nur mit probabilistischen Verfahren lösen. Der Anrissort wird dabei mit der First-Order-Reliability-Method 

(FORM) in Zusammenarbeit mit TP A1 bestimmt, vgl. dazu Abs. 2.2.6. Die 

Schwachstelle wird dabei anhand ihres Beitrages zur Gesamtversagenswahrscheinlichkeit ermittelt. 

Das Tragwerk wird hierzu zunächst als FE-Modell diskretisiert, die kritischen Punkte ergeben sich 

nach einer Schädigungsberechnung und Zuverlässigkeitsanalyse als die Stellen mit dem geringsten 

t

Sicherheits-Index ��[PEIL et al. 2003d]. Im vorliegenden Ersatzbauwerk ist dies die untere äußere 

Ecke der Stegfenster. 

Am Beispiel des Ersatzbauwerks wurden die mit der FORM zu untersuchenden Punkte ingenieurmäßig 

ausgewählt, was bei komplexen Tragwerken jedoch schwierig und aufwändig wird. Daher 

wird derzeit an einer Kopplung zwischen dem FE-Programm ANSYS und dem von TP A1 entwickelten 

Programm PROBILAS gearbeitet, um die nötigen Berechnungen für jeden Punkt des Tragwerks, 

basierend auf Schädigungsberechnungen für jedes FE-Element, automatisiert durchführen zu 

können und so die kritischen Punkte des Tragwerks automatisch zu ermitteln. 

2.2.2 Ermittlung der Beanspruchungen am kritischen Detail 

2.2.2.1 Monitoring - Messtechnik und Messergebnisse 

An den vorab ermittelten kritischen Details, im folgenden auch Schwachstellen genannt, oder an 

zusätzlichen Punkten, die für die Ermittlung von Transferfunktionen wichtig sind [PEIL et al. 

2000c] wird „gemonitort“, d.h. gemessen, um die Beanspruchungs-Zeitverläufe für die Ermüdungsversuche 

zu erhalten. Erfahrungen im Bereich kontinuierliches Bauwerksmonitoring liegen am Institut 

schon seit ca. 15 Jahren vor. Die weltweit größte Windmessanlage, die 1989 am 350m Mast 

Gartow installiert wurde, liefert auch heute noch hervorragende Daten über die Windeinwirkungen 

und die zugehörigen Bauwerksantworten [Peil et al. 1994]. Für die hier durchgeführten Messungen 

wurde bereits in der ersten Antragsperiode in Zusammenarbeit mit Spezialisten der PTB (TP C3) 

eine Messanlage entwickelt [PEIL et al. 2000c], mit der sehr gute Erfahrungen gesammelt wurde. 

Diese Messanlage wurde in der ersten Antragsperiode zu Messungen an der alten BAB-Brücke über 

den Mittellandkanal bei Braunschweig eingesetzt. Sie ist nach wie vor an der Eisenbahnbrücke in 

Sülfeld im problemlosen Dauereinsatz und liefert kontinuierlich Messdaten. Beispielhafte Ergebnisse 

sind im vorherigen Arbeitsbericht dargestellt, sie werden hier nicht wiederholt. Um auch an 

anderen Bauwerken messen zu können, wurde eine zweite, weiterentwickelte Messanlage in Kooperation 

mit der PTB konzipiert und sehr kostengünstig realisiert (Bild 4). Im Folgenden werden 

kurz die Messinstallationen und einige Ergebnisse vorgestellt. 

Installiert wurde diese Anlage am Brückenneubau der Autobahn A2 über den Mittellandkanal bei 

Braunschweig-Wenden (Bild 5), wodurch die Belastungsgeschichte von Anfang an aufgezeichnet 

werden kann. Es handelt sich um eine Trogbrücke für jede Fahrbahn, bestehend aus Kastenhauptträgern 

sowie Querträgern im Verbund mit der Betonfahrbahnplatte. Die gemessenen Fahrzeugge- 

Bild 4: Messanlage Bild 5: Autobahnbrücke der A2 bei BS 

- 41 - 

B3 

Peil

B3 

Peil 

DMS Messpunkt am 

Untergurt der QT 

linke Spur 

mittlere Spur 

rechte Spur 

Standstreifen 

18 m 18 m 

Berlin 

Hauptträger (HT) 

Querträger (QT) 

Bild 6: Schematische Brückendraufsicht: 

Lage der Messpunkte 

- 42 - 

wichte und Verteilungen haben durch die 

zentrale Lage des Bauwerks Gültigkeit für 

eine Vielzahl von Brückenbauwerken im 

Zuge der A2. Die Messungen dienen - neben 

der Ermittlung der Beanspruchungen an 

den kritischen Details - vor allem auch der 

Ermittlung des Verkehrsverhaltens. Kenntnisse 

über das Verkehrsverhalten sind für 

die Beurteilung der Lebensdauer bestehender 

Bauwerke von Wichtigkeit, vgl. Abs. 

2.2.2.2 d.), die BAB-Brücke bietet für derartige 

Messungen hervorragende logistische 

Möglichkeiten (Institutsnähe, Zugänglichkeit 

etc.) 

Neben Dehnungsmessstreifen (DMS) an den kritischen Details wurden je Fahrspur (einschließlich 

Standspur) drei Dehnungsmessstreifen an den Untergurten der Querträger im Abstand von 18m 

appliziert (Bild 6), um neben den Gewichtsinformationen auch die Geschwindigkeit der Fahrzeuge 

ermitteln zu können. Um zuverlässige Ergebnisse zu erhalten, wurde die Messanlage durch Probebelastungen 

kalibriert. Die Kalibrierung erfolgte unter Anwendung der Vorgaben der europäischen 

weigh-in-motion Projekte WAVE und COST 323 [WAVE 2001, COST 1999]. 

Dabei passiert ein Fahrzeug mit bekanntem Gewicht mehrmals die Brücke, wobei entsprechend 

dem Verkehrsfluss verschiedene Geschwindigkeiten gefahren werden. Die Richtungsfahrbahnen 

werden mit kleinen seitlichen Abweichungen entsprechend des realen Verkehrsaufkommens befahren. 

Als Testfahrzeug wurde ein beladener LKW mit 31,05 t Gesamtgewicht genutzt, dessen Achslasten 

auf einer kalibrierten Waage exakt ermittelt wurden. Messungen mit weiteren Fahrzeugen 

unter laufendem Verkehr stehen noch aus. 

Jeder Sensorpunkt wurde zunächst statisch mit der Hinterachse des LKW (19,59 t) belastet. Um die 

Abweichungen im Messergebnis infolge verschiedener Geschwindigkeiten des passierenden LKW 

zu bestimmen, wurden je Fahrspur minimal 10 Überfahrten bei 80 km/h sowie 64 km/h durchgeführt 

(Bild 7). Über ein an die verschiedenen Geschwindigkeiten sowie die statischen Messungen 

angepasstes lineares Gleichungssystem, in dem die Messergebnisse aller 4 Sensoren eines Querträgers 

berücksichtigt werden, wird das Fahrzeuggewicht bzw. die aktuelle Achslast ermittelt. 

Last F in kN 

250 

200 

150 

100 

50 

0 

Messdaten 

Hinterachse 

-50 

-20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 

Abstand Hinterachse zum Querträger in m 

Bild 7: Messfahrzeug bei Überfahrt Bild 8: Berechnete Last aus Probebelastungen

Last F in kN 

250 

200 

150 

100 

50 

0 

-50 

Mittelwert Hinterachse: 

198 kN � rechnerisches Gesamtgewicht: 

316 kN 

Mittelwert Vorderache: 

Vorderachse: 

118 kN 

-20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 

Abstand Hinterachse zum Querträger 

Bild 9: Achslastermittlung über Einflusslinie aus FEM 

Eine entsprechend aus verschiedenen Überfahrten berechnete Einflusslinie für einen Sensorpunkt ist 

in Bild 8 dargestellt. 

Um auch die Vorderachslast zu ermitteln, wurde anhand eines kalibrierten FE-Modells die Einflusslinie 

für die Hinterachse ermittelt. Zieht man diese von der Gesamteinflusslinie aus Bild 8 ab, 

ergibt sich die Einflusslinie der Vorderachse, deren Last ebenfalls zuverlässig ermittelt wird (Bild 

9). 

Die Einflusslinie für das Gesamtfahrzeug in Bild 8 ist dabei charakteristisch für das Messfahrzeug. 

Andere LKW, wie z.B. Sattelschlepper, weisen andere Verläufe auf, die ebenfalls charakteristisch 

sind. Aus der Form dieser Verläufe lassen sich einzelne Fahrzeugtypen ermitteln. 

Die aufgenommenen Gewichtsabweichungen der verschiedenen Überfahrten zur statischen Messung 

des Messfahrzeugs dienen zur Einordnung der Messeinrichtung in vorgegebene Genauigkeitsklassen 

[COST 1999]. Bei einem Konfidenzniveau von 95% liegt der Toleranzbereich � bei fast 

allen Sensorpunkten bei unter 5%. Die Messungen ergaben eine Gewichtsauflösung der Messeinrichtung 

von 250 kg. Dementsprechend kann die Messeinrichtung in die Genauigkeitsklasse D+(20) 

eingeordnet werden, was nach [COST 1999] ausreichend ist für detaillierte statistische Studien sowie 

für Ermüdungsberechnungen. Die Messanlage ist somit auch eine geeignete Grundlage für 

weitere statistische Untersuchungen des Verkehrsaufkommens. 

2.2.2.2 Ermittlung von Beanspruchungs-Zeitverläufen für die Vergangenheit 

Bei bestehenden Bauwerken liegen über die Vergangenheit naturgemäß keine Messergebnisse vor. 

In diesem Fall müssen die Beanspruchungen an den kritischen Details zwangsläufig mit Hilfe von 

möglichst genauen Modellen ermittelt werden. Hierzu ist zum einen die Kenntnis der globalen Verkehrsstatistik 

(Verteilungsdichten der verschiedenen Fahrzeugtypen, ggf. auch zeitabhängig) zum 

anderen aber auch das Verkehrsverhalten (z.B. Clusterbildung durch LKWs) nötig. Wie später gezeigt 

wird, hat die Berücksichtigung der Clustern einen erheblichen Einfluss auf die Lebensdauer. 

Die Verkehrsstatistik muss durch Verkehrsämter etc. bereitgestellt oder geschätzt werden. Es ist 

vorgesehen, in der folgenden Antragsperiode in Zusammenarbeit mit Verkehrswissenschaftlern 

- 43 - 

Messdaten Gesamtfahrzeug 

Einflusslinie Hinterachse 

aus FEM 

Vorderachse rechnerisch 

B3 

Peil

B3 

Peil 

hierzu Schätzverfahren zu entwickeln. Die Clusterbildung kann dabei nur aus Messungen heraus 

bestimmt werden. Diese müssen entweder am Bauwerk selbst oder an einem Bauwerk, das repräsentativ 

in Bezug auf die Verkehrsbelastung und Verteilung der Fahrzeugtypen sowie in Bezug auf 

die topographische Situation ist (Staubildung an Steigungen), durchgeführt werden. Die Messungen 

werden zwangsläufig in der Gegenwart durchgeführt, die Verwendung dieser Ergebnisse in Bezug 

auf Clustereigenschaften der vergangenen Belastungen stellt insofern eine Näherung dar. Wie später 

gezeigt wird liegt diese Rückextrapolation aber auf sicherer Seite, da zu erwarten ist, dass die 

Clusterbildung heute stärker ist als früher und die Clusterbildung die Lebensdauer verkürzt. 

Für die modellhafte Erzeugung von Beanspruchungs-Zeitverläufen müssen die Verteilung der Fahrzeuggewichte, 

die Folge der Fahrzeugtypen und die zeitlichen Abständen der Fahrzeugtypen bekannt 

sein. 

a) Verteilung der Fahrzeuggesamtgewichte 

Um die Auswerteverfahren anhand von realistischen Daten zu demonstrieren, werden die Messungen 

an der (Vorgänger)-Autobahnbrücke bei Braunschweig zugrundegelegt [MEHDIANPOUR 

2003]. Die hier betrachteten Fahrzeuggewichte wurden mit Hilfe eines Stabwerksmodells anhand 

von Dehnungsmessungen an einem Querträger bestimmt. Diese Gewichte werden ausgezählt und in 

einem Histogramm dargestellt (Bild 10). Die diskrete Verteilung lässt sich sehr gut durch die Kombination 

von vier Normalverteilungen annähern. Jede Dichteverteilung repräsentiert einen Fahrzeugtyp 

im Straßenverkehr. Die Verteilungsfunktion und die kumulative Häufigkeitsfunktion bieten 

zusätzlich eine gute grafische Vergleichsmöglichkeit und erlauben mittels Integration eine Kontrolle 

der ermittelten Parameter der Normalverteilungen. 

Dichte 

1 

Bild 10: Verteilung der Fahrzeuggewichte, die durch die Kombination 

von vier Normalverteilungen angenähert werden 

Anhand der Mittelwerte der Verteilungen werden folgende Fahrzeugtypen identifiziert: 

1) Motorräder und PKW´s 

2) Transporter und leere LKW´s 

3) Leichte LKW´s 

4) Schwere LKW´s 

- 44 -

Um die Cluster-Charakteristik zu erfassen, wird die Zeitreihe der Fahrzeugtypfolgen verwendet. 

Die gemessene Gewichts-Zeit-Ereignisfolge muss hierzu derart modifiziert werden, dass die Gewichte 

durch die zugehörigen Fahrzeugtypen ersetzt werden können. Jede Belastungsspitze wird 

also einem Fahrzeugtyp zugeordnet. Die Dichtefunktionen nach Bild 10, welche die Erwartungswerte 

und Standardabweichungen der Gewichte jedes Fahrzeugtyps beschreiben, dienen dabei als 

Orientierungshilfe. Die Schwierigkeit, dass z.B. ein Fahrzeug von 28,5 t dem Typ 3 sowie dem Typ 

4 zugeordnet werden kann, ist wegen der Überlappung der Dichten offensichtlich. Dieses Problem 

wird mit Hilfe der Diskriminanzanalyse gelöst [DEICHSEL et al. 1985]. 

Die optimale Zuordnungsregel D * (die Zuordnungsregel, deren Fehlzuordnungen am geringsten 

sind) lautet hier: Ein Objekt wird der Gruppe zugeordnet, in der die tatsächliche Dichte für dessen 

Merkmal am größten ist. Die Zuordnungsregel führt auf drei Trennpunkte auf der Merkmalsachse, 

welche die Bereiche der vier Fahrzeugtypen gegeneinander abgrenzen. Die Grenzen verlaufen jeweils 

durch die Schnittpunkte der Dichtefunktionen in Bild 10. Danach werden die o.a. Peaks wie 

folgt klassifiziert: 

� G1 falls 0t�Gewicht � 3,0t 

� 

* � G2 falls 3,0 t �Gewicht �17,0 

t 

D � � 

� G3 falls 17,0 t �Gewicht �28,5 

t 

� 

�G4 

falls 28,5 t �Gewicht �max. 

G 

Bild 11 zeigt einen Ausschnitt des Ergebnisses der Auswertung. Die gesuchte Zeitreihe von Fahrzeugtypen 

ist durch die nummerierten Halbkreise unter dem Signal dargestellt. 

N/mm² 

10 10 

55 

00 

�t �t �t23 �t31 �t 4 

23 �t �t 31 �t �t 4 

11 �t �t �t 12 �t �t �t 23 �t �t �t 32 �t �t �t 21 �t �t �t 11 

3 

2 

1 

22 33 11 11 22 33 22 11 11 

42020 42020 42030 42030 42040 42040 42050 42050 Sekunden Sekunden 

b) Verteilung der Zeitlücken zwischen den Fahrzeugen 

Wird zur Generierung synthetischer Beanspruchungszeitreihen ein dynamisches Modell des Tragwerks 

verwendet (Abschnitt 2.2.2.2 d.)), müssen die Zeitlücken zwischen Fahrzeugen realistisch 

berücksichtigt werden, da sie die Bauwerksantwort beeinflussen. 

Hierfür wird auf der Grundlage der Zeitreihe der identifizierten Fahrzeuge der zeitliche Abstand 

zwischen zwei aufeinanderfolgenden Fahrzeugen registriert und ausgezählt (siehe Bild 11 oben). 

- 45 - 

Tonnen 

28,5 

23,3 

17,0 

11,6 

Bild 11: Zuordnung von Fahrzeugtypnummern aufgrund des Gewichts 

3,0 

B3 

Peil

B3 

Peil 

Erster Fahrzeugstyp 

1 

2 

3 

4 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

Zweiter Fahrzeugstyp 

1 2 3 4 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

00 

00 10 10 20 20 

Die Häufigkeitsverteilungen dieser Abstände können in einer Matrix dargestellt werden. Bei den 

vorliegenden vier verschiedenen Fahrzeugtypen ergibt die Anzahl der Variationen V zu 16. 

Zur Darstellung der Verteilungen wird in diesem Fall eine 4x4 Matrix verwendet, wobei die Zeilennummer 

die Nummer des ersten und die Spaltennummer die Nummer des darauf folgenden 

Fahrzeugtyps angibt. In jedem Element beschreibt eine Dichteverteilung die typischen zeitlichen 

Abstände zwischen den betrachteten Fahrzeugtypen (Bild 12). 

Ein Beispiel zur Veranschaulichung: Bei dem Matrixelement (3;1) handelt es sich um die Verteilung 

der Zeitspanne, die verstreicht, bis nach einem Fahrzeug des Typs 3 ein Fahrzeug des Typs 1 

auftaucht. Die auffällig niedrigen Modalwerte der Verteilungen in den Elementen (3;1) und (4;1) 

zeigen, dass oft Pkw´s dicht hinter Lkw´s auf eine Überholgelegenheit warten. Eine andere Auffälligkeit 

sind die relativ hohen Dichten unter den großen Fahrzeugen bei verhältnismäßig geringen 

Modalwerten, was als ein Indiz für das geclusterte Auftreten von Lkw´s anzusehen ist. 

Bild 13: Verteilungen der Reihenfolgen. Der Abszissenwert kennzeichnet 

das dritte Fahrzeug einer Kette aus drei Fahrzeugen. 

- 46 - 

0.2 0.2 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

0.2 0.2 

00 

00 10 10 20 20 

Bild 12: Dichteverteilungen der Zeitlücken zwischen zwei aufeinander 

folgenden Fahrzeugen. Abszissenwert in Sekunden 

Erster Fahrzeugstyp 

1 

2 

3 

4 

0.5 0.5 

1 2 3 4 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

Zweiter Fahrzeugstyp 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44 

0.5 0.5 

00 

11 22 33 44

c) Reihenfolgen von Fahrzeugtypen 

Zur Untersuchung von typischen Reihenfolgen werden bei der Auswertung hier jeweils drei aufeinanderfolgende 

Fahrzeugtypen berücksichtigt. Es wird untersucht, welcher Fahrzeugtyp sich an die 

Folge der ersten beiden Fahrzeugtypen anschließt. Auch hier lässt sich das Ergebnis in einer mit 

Diagrammen besetzten 4x4 Matrix darstellen, da die Anzahl der Variationen identisch ist (Bild 13). 

Die Zeilennummer der Matrix gibt den ersten Fahrzeugtyp an, die Spaltennummer den zweiten. Die 

dargestellten Diagramme sind Häufigkeitsverteilungen, bei denen die Abszisse die Typennummer 

des dritten Fahrzeugs angibt. Die Diagramme drücken also die Wahrscheinlichkeiten für die Fahrzeuge 

aus, die auf eine bestimmte Kombination von Zeilen- und Spaltennummern folgen. 

d) Ermittlung synthetischer Beanspruchungs-Zeitreihen für die Vergangenheit 

Für die Abschätzung der Restnutzungsdauer bestehender Bauwerke wurde ein Simulationsprogramm 

entwickelt, mit dem die Beanspruchungs-Zeit-Verläufe der Vergangenheit wirklichkeitsnah 

durch eine statistisch korrekte Folge von Fahrzeugen und durch eine anschließende strukturdynamische 

Berechnung generiert werden können. Hierbei wird die Wechselwirkung zwischen Bauwerk 

und Fahrzeugen sowie die Fahrbahnrauhigkeit berücksichtigt. Es können beliebig viele Fahrspuren 

mit unterschiedlichen Geschwindigkeiten, unterschiedlichen Fahrtrichtungen sowie Verkehrsparametern 

berücksichtigt werden (Bild 14). 

Bild 14: Eingabemaske 

Simulationsprogramm 

Gewicht Gewicht in in Tonnen Tonnen 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

Zunächst werden mit Hilfe des Monte-Carlo-Verfahrens, ausgehend von den Fahrzeugtypen, dem 

zeitlichen Abstand und der Fahrzeugfolge, synthetische diskrete Lastereignisse erzeugt. Die Entscheidung 

für den neu zu generierenden Fahrzeugtyp wird anhand der Verteilungen in der Datenmatrix 

aus Bild 13 getroffen. Die Wahl des Matrixelementes, d.h. der zugehörigen Verteilung, 

hängt von den beiden zuvor generierten Fahrzeugtypen ab (erster Fahrzeugtyp = Zeilennummer; 

zweiter Fahrzeugtyp = Spaltennummer). Somit werden die Reihenfolgen der Fahrzeuge, im vorliegenden 

Fall anhand von drei aufeinander folgenden Fahrzeugen, statistisch korrekt berücksichtigt. 

Die Gewichte der einzelnen Fahrzeuge werden ebenfalls unter Zugrundelegung der Verteilungen 

nach Bild 11 gewählt. Analog wird der zeitliche Abstand zwischen den Fahrzeugen unter Berücksichtigung 

der Datenmatrix gemäß Bild 12 festgelegt. Es entsteht eine diskrete Zeitreihe von Lasten 

(Bild 15), aus der mittels einer dynamischen Simulationsrechnung synthetische Zeitschriebe der 

- 47 - 

300 350 400 450 500 550 600 

Zeit in Sekunden 

Bild 15: Generierte Fahrzeugfolge als Input für das 

dynamische Modell einer Straßenbrücke 

B3 

Peil

B3 

Peil 

Beanspruchung an den interessierenden Details erzeugt werden können [PEIL et al. 2001a]. 

Durch die strukturdynamische Berechnung soll die Wechselwirkung zwischen Bauwerk und Fahrzeugen 

berücksichtigt werden. Da sich das System in jedem Zeitschritt verändert, werden die Teilsysteme 

Brücke und Verkehr getrennt betrachtet und anschließend iterativ gekoppelt. Die Zeitschritt-Integration 

erfolgt dabei für die modal entkoppelten Systemgleichungen des Brückenmodells 

unter Ansatz einer Rayleigh-Dämpfung, während bei den stärker gedämpften Fahrzeugmodellen 

direkt die physikalischen Koordinaten verwendet werden. 

Für einen wesentlichen Teil der entstehenden Schwingungen ist der rauhe Fahrbahnbelag verantwortlich, 

der Fahrzeugschwingungen induziert, die wiederum auf das Gesamtsystem einwirken. Der 

Rauhigkeitsverlauf kann in Abhängigkeit vom Erhaltungszustand als normalverteilter, stationärer 

und ergodischer Zufallsprozess betrachtet und durch ein entsprechendes Leistungsspektrum charakterisiert 

werden. In [BRAUN 2002] wird die Exponentialfunktion 

� 

�� 0 

� 

� � 

� 

� 

� 

� 

0 

� 

� 

� 

� 

�w 

zur Beschreibung gemessener Rauhigkeitsspektren vorgeschlagen und Werte für das Unebenheitsmaß 

�(�0) sowie die Welligkeit w angegeben, auf denen auch die beispielhafte Darstellung der Unebenheitsspektren 

in Bild 16 beruht. 

Diskrete Realisationen von Unebenheitsprofilen u(x) bestimmt das Simulationsprogramm nach der 

Methode der Fourier-Synthese. Der stochastische Prozess wird als Überlagerung von Kosinus- 

Funktionen mit zufälliger Phase �i angenähert 

N 

� � i i i 

i� 

1 

, 

�x� û cos��x� 

� 

u � 

deren Amplituden ûi das gewählte Spektrum zugrunde liegt : 

i 

i 

� � 

û � 2� 

�� 

i 

Das Unebenheitsprofil (Bild 17) erstreckt sich in der Simulation noch auf einer gewissen Wegstrecke 

vor der Brücke, um einen eingeschwungenen Zustand der Fahrzeuge beim Auffahren auf das 

Bauwerk sicherzustellen. 

Spektrale Leistungsdichte der 

Unebenheiten in cm³ 

1000 

100 

10 

1 

0.1 

0.01 

Asphalt – sehr guter Zustand 

Asphalt – guter Zustand 

Beton – mittlerer Zustand 

Beton – guter Zustand 

Beton – sehr guter Zustand 

Asphalt – mittlerer 

Zustand 

0.001 

0.1 0.2 0.4 1 2 4 10 20 

Wegkreisfrequenz in 1/m 

Rauhigkeit in cm 

- 48 - 

2 

1 

0 

-1 

-2 

0 5 10 15 20 25 30 35 x in m 

2 

1 

0 

-1 

-2 

2 

1 

0 

-1 

-2 

Asphalt - mittlerer Zustand 

Asphalt - guter Zustand 

0 5 10 15 20 25 30 35 x in m 

Asphalt - sehr guter Zustand 

0 5 10 15 20 25 30 35 x in m 

Bild 16: Unebenheitsspektren Bild 17: Generiertes Straßenprofil

Bauwerk 

FE – Modell 

Mode 1 Mode 3 Mode 5 

0 10 20 30 40 50 60 70 80 

m 

m 2 

35 36 37 38 39 

m 

Um die iterative Zeitschrittberechnung durchführen zu können, wird vorab für ein Finite-Element- 

Modell des Brückenbauwerkes eine Modalanalyse durchgeführt (im vorliegenden Fall wurde dafür 

das Programm ANSYS verwendet) und die resultierenden Eigenfrequenzen und Eigenformen im 

interessierenden Frequenzbereich von 0 bis 20 Hz als Eingangsdaten an das Simulationsprogramm 

übergeben (Bild 18). 

Die verschiedenen Fahrzeugtypen werden als gedämpfte Zweimassenschwinger für jede Fahrzeugachse 

modelliert (Bild 19). Eine Radmasse wird gegen den Untergrund durch die Reifenfeder abgefedert, 

deren Steifigkeit die Reifensubtangente bei der statischen Auflast darstellt. Die zweite Masse 

beinhaltet den anteiligen Fahrzeugaufbau einschließlich der Nutzlast. Die beiden Massen sind durch 

Feder und viskosen Dämpfer verbunden. Das Simulationsprogramm wählt alle Parameter zufällig 

anhand der Literatur entnommener Richtwerte. 

Der iterative Lösungsprozess wird wie folgt durchgeführt: Die Koordinaten aller auf der Brücke 

befindlichen Fahrzeuge werden um die zur Zeitschrittlänge korrespondierende Wegstrecke aktualisiert. 

Gemäß den generierten Fahrzeugabständen werden ggf. neue Objekte erzeugt bzw. von der 

Brücke gefahrene entfernt. Die Koordinaten und Interaktionskräfte aus dem vorangegangenen Zeitschritt 

dienen als Startwerte der Iteration. Die Transformation der physikalischen Interaktionskräfte 

liefert den modalen Lastvektor für eine Lösung der Bewegungsgleichungen des Brückenmodells. 

Durch entsprechende Rücktransformation der Lösung und Addition der Rauhigkeitswerte des Belags 

ergeben sich die vertikalen Koordinaten der Kontaktpunkte der Fahrzeugmodelle. 

Damit kann eine Berechnung aller Fahrzeugmodelle durchgeführt werden, in deren Verlauf ein 

neuer Vektor der Interaktionskräfte aufgebaut wird. Diese aktualisierten Kontaktkräfte erfordern 

eine Neuberechnung des Brückenmodells, weshalb die Iteration mit Schritt 3 fortsetzt wird. Diese 

Schleife wird beendet, wenn die L2-Norm des Interaktionskraft-Vektors unter eine definierte Toleranzschwelle 

fällt. Bei angemessener Zeitschrittwahl werden nur wenige Iterationen benötigt. 

Anhand der gespeicherten Lösungen dieser Iteration werden in einer Nachlaufrechnung beliebige 

Zeitreihen von Spannungen oder Schnittgrößen auf der Basis einer Rücktransformation in physikalische 

Koordinaten ermittelt werden. Damit sind die Beanspruchungen der Vergangenheit rekonstruiert. 

- 49 - 

m 2 

m 1 

m 1 

2 

Linkes Rad 

Rechtes Rad 

Bild 19: Brücke mit Eigenformen Bild 20: Zweimassensysteme der Räder 

Bild 18: Brücke mit Eigenformen Bild 19: Zweimassensysteme der Räder 

2 

-1 

-2 

0 

0 

2 

1 

0 

-1 

-2 

0 

2 

1 

cm 

cm 

B3 

Peil

B3 

Peil 

2.2.3 Statistische Auswertung der Messdaten 

2.2.3.1 Allgemeine Vorgehensweise 

Der Beanspruchungs-Zeitverlauf, der auf das kritische Detail in der Prüfmaschine aufgebracht wird 

muss alle wesentlichen Eigenschaften der Originalbeanspruchungen enthalten. So müssen die statistischen 

Kennwerte, die Clustereigenschaften und der erwartete Trend der Originalbeanspruchung 

mit denen des Ersatz-Beanspruchungs-Zeitverlaufs übereinstimmen (Abs. 2.1.2) 

Ziel der Datenauswertung ist die Gewinnung dieser statistischen Informationen aus den Messschrieben 

zur Rekonstruktion des Belastungsszenarios des Bauwerks durch eine synthetische Beanspruchungszeitreihe. 

Dabei sind neben den Häufigkeiten und Größen auch die Reihenfolgen der 

Lasten von Interesse. 

Die entwickelten und programmtechnisch umgesetzten Auswerteroutinen extrahieren aus den 

Messschrieben folgende Informationen: 

� Clustermatrix 

� Matrix der Übergänge 

� Zeitreihen von identifizierten Fahrzeugtypen 

� Matrix der Zeitlücken zwischen Fahrzeugtypen 

� Matrix der Auseinanderfolge von Fahrzeugtypen und 

� Matrix der Aufeinanderfolge von Umkehrpunkten 

Zu Vergleichszwecken wurden außerdem Routinen programmiert, welche die Auswertung von Beanspruchungszeitreihen 

nach der Rainflow-Methode und eine Schadensberechnung nach Eurocode 

3 ermöglichen. 

Je nach dem Anwendungsfall neues oder bestehendes Bauwerk, werden die oben genannten Informationen 

allein oder kombiniert zur Generierung der synthetischen Beanspruchungszeitreihen eingesetzt. 

Für die Auswertung muss die gemessene Beanspruchungs-Zeit-Funktion zunächst aufbereitet 

werden. Zur Identifizierung der Hysteresen als Maß für schädigende Ereignisse werden die 

Umkehrpunkte gesucht. Zur Datenreduktion werden kleine, nicht schadensrelevante Peaks eliminiert 

sowie die Informationen über den zeitlichen Verlauf der Belastung vernachlässigt. Die aufbereiteten 

Beanspruchungszeitreihen werden u.a. mit Hilfe der Methode der Cluster- und Diskriminanzanalyse 

untersucht. Ziel der Clusteranalyse ist dabei das Auffinden von Klassen und deren Heterogenität. 

Die zu untersuchenden Objekte werden durch einen Merkmalsvektor beschrieben. Anschließend 

kann eine Zusammenfassung ähnlicher Objekte unter Berücksichtigung ihrer Merkmale 

erfolgen, wodurch Cluster erkannt werden. Bei der Diskriminanzanalyse bestehen im Gegensatz zur 

Clusteranalyse bereits vorgegebene Gruppen. Sie wird benutzt, um Gruppenunterschiede hinsichtlich 

einer Mehrzahl von Merkmalen zu untersuchen und die Eignung von Merkmalen zur Unterscheidung 

zwischen den Gruppen festzustellen. 

2.2.4 Ermittlung synthetischer Beanspruchungs-Zeitreihen für die Probenbelastung 

Bei neuen Bauwerken beinhalten die gemessenen Beanspruchungszeitreihen bereits die Bauwerksantwort 

und alle weiteren erforderlichen statistischen Informationen für das betrachtete kritische 

Detail. Somit kann der synthetische Zeitschrieb nach dem erkannten Muster der Umkehrpunkte der 

Messschriebe generiert werden. 

- 50 -

(Ziel-) Klasse 


15 

10 

5 

0 

gemessene 

Umkehrpunktfolge 

7 7 7 

6 

Ergebnis der Auszählung für die Sequenz 2 - 5 - 2 

15 

10 

5 

0 

synthetische 

Umkehrpunktfolge 

5 

5 

3 

Zur richtigen Erfassung und Berücksichtigung dieser Umkehrpunktfolgen wurden verschiedene 

Generierungsalgorithmen entworfen [MEHDIANPOUR 2003]. Dabei wurden in einem ersten 

Schritt spezielle Generierungsmethoden auf Grundlage von Übergangsmatrizen entwickelt, die im 

einfachsten Fall den Übergang von einer auf die folgende (Gewichts-) Klasse berücksichtigen. 

Mehrstufige Übergangsmatrizen wurden angewendet, um auch Folgen berücksichtigen zu können, 

die sich über mehrere Umkehrpunkte von dem aktuell zu wählenden Punkt erstrecken, wodurch 

auch Cluster wie z.B. LKW-Kolonnen oder typische Folgen einer Zugüberfahrt besser wiedergeben 

zu können. Es werden also nicht nur die Markovschen Übergangshäufigkeiten zwischen dem aktuell 

zu generierenden Umkehrpunkt und dem unmittelbar davor liegenden Umkehrpunkt betrachtet, 

sondern auch die Übergangshäufigkeiten weiter zurückliegender Punkte. 

Als beste Möglichkeit hat sich die Generierung mit Hilfe des sog. Snake-Algorithmus erwiesen, der 

ursprünglich in der Bilderkennung eingesetzt wird. Mit Snake wird dabei eine Kurve bezeichnet, 

die durch mehrere Stützpunkte definiert wird. Die zu erkennenden Kanten des Objektes werden 

dadurch erfasst, dass sich diese Kurve iterativ über die Umkehrpunkte der Zeitschriebe spannt. Es 

wird zunächst dazu verwendet, ein bestimmtes Muster an jeder Stelle der gemessenen Umkehrpunkte 

wieder zu finden, um für dessen richtige Fortsetzung eine Statistik aufzustellen. Daneben 

wird der Algorithmus auch während der Generierung der synthetischen Zeitreihen eingesetzt, um 

das aktuelle Muster am Ende der Umkehrpunkte zu erfassen und für die Fortsetzung die entsprechende, 

aus dem Messschrieb bestimmte Statistik zugrunde zu legen (Bild 20). Die Sequenzlänge 

des Snake-Algorithmus kann dabei beliebig gewählt werden. 

Die drei genannten Generierungsmethoden wurden in ein benutzerfreundliches Programm integriert 

(Bild 21), mit dem die statistische Ähnlichkeit zwischen einer als ´statistische Vorlage´ dienenden 

gemessenen Folge und der synthetischen Folge untersucht werden kann. Die Ähnlichkeit wird entweder 

nach dem Kriterium der besten Clustermatrix oder der besten Kollektivform bestimmt. Bei 

der Auswahl nach bester Clustermatrix wird die Summe der betragsmäßigen Differenzen der sich 

entsprechenden Matrixelemente der Clustermatrizen der gemessenen Folge und der generierten 

- 51 - 

2 

4 4 4 

Ziel 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 

Häufigkeit 1 3 2 1 3 

5 

? 

Übergangswahrschein- 

lichkeit 

Pin % 

30 % 

20 % 

10 % 

7 

5 

3 

lfd. Nr. 

Bild 20: Prinzip der Generierungsmethode mit Hilfe des ´Snake´-Algorithmus 


B3 

Peil

B3 

Peil 

Bild 21: Oberfläche des Generierungsprogramms 

Cluster-Form 

Folge als Verschiedenheitsmaß festgelegt, bei der Auswahl nach bester Kollektivform wird die 

Summe der betragsmäßigen Differenzen der Schwingspiele der sich entsprechenden Kollektivstufen 

als Verschiedenheitsmaß betrachtet. 

Ein Vergleich zwischen den drei Methoden zeigt einen deutlichen Vorteil der Generierung mit Hilfe 

des vorgestellten Snake-Algorithmus, der schon nach 10 Iterationen bessere Ergebnisse liefert als 

die Methode unter Ansatz von Übergangsmatrizen nach 1000 Iterationen. 

Die Notwendigkeit der Berücksichtigung der Clustereffekte zeigte sich in einer Versuchsreihe, bei 

der gekerbte Rundproben (Bild 22) verschiedenen Beanspruchungstypen unterworfen wurden. Als 

Beanspruchungstypen wurde zum einen eine gemessene Zeitreihe verwendet, die mit daraus synthetisch 

generierten Zeitreihen verglichen wurde. Die synthetisch generierten Zeitreihen wurden 

dabei mit und ohne Berücksichtigung von Clustereffekten generiert, d.h. die Lastpeaks wurden zum 

einen zufällig über der Zeit verteilt, zum anderen mit dem Snake-Algorithmus geclustert. 

Die mit Hilfe des Snake-Algorithmus generierten Zeitreihe Syn_1 wurde nach der besten Clustermatrix, 

die Zeitreihe Syn_2 nach der besten Kollektivform bestimmt. Die damit im Versuch ermit- 

Überlebenswahrscheinlichkeit in % 

Überlebenswahrscheinlichkeit 

99 

98 

95 

90 

80 

70 

60 

50 

40 

30 

20 

10 

5 

Syn_3 

Syn_2 

Syn_1 

99,99% KONF 

Messschrieb 

99,99% KONF 

Syn_2 

- 52 - 

99,99% KONF 

Syn_1 

200 200 

30 30 

50 50 

Ø14 

Ø19 

M 19X1,5 

60° 60° 

R0.2886 R0.2886 

1.0 

Bild 22: Probengeometrie 

2 

Messschrieb 

1 

10000 100000 1E+06 1E+07 

Nrev 

Lastwechselzahl N rev 

99,99% KONF 

Syn_3 

Bild 23: Zufallsstreubereiche der Ausgleichsgeraden der einzelnen 

Versuchsreihen, aufgetragen im logarithmischen Wahrscheinlichkeitsnetz

telten Lebensdauern zeigten (erwartungsgemäß) eine sehr gute Übereinstimmung mit den Ergebnissen 

unter Verwendung der gemessenen Ausgangs-Zeitreihe. Die synthetische Zeitreihe Syn_3 dagegen, 

generiert lediglich auf der Basis von Übergangsmatrizen, also ohne Berücksichtigung der 

Reihenfolgeeffekte, zeigte bei Ermüdungsversuchen an den Rundproben eine um 50 % höhere Lebensdauer 

als bei Verwendung des Originalschriebs. Die Aussagewahrscheinlichkeit dieser Versuchsergebnisse 

liegt bei 99,99%, die Abweichung des Mittelwertes ist nicht zufällig (Bild 23). 

2.2.5 Ermüdungsversuche an Ersatzbauwerken und Proben 

Die im ersten Arbeitsbericht [PEIL et al. 2000c] beschriebenen Versuche an Ersatzbauwerken und 

Vergleichsproben am Detailpunkt Stegfenster wurden zur statistischen Absicherung des hier vorgestellten 

Verfahrens fortgeführt. Es wurden neben einer Versuchsreihe im Lastwechselzahlbereich 

von 10 4 bis 10 5 speziell im HCF-Bereich weitere Versuche sowohl mit einstufigen Sinusverläufen 

verschiedener Lastamplituden als auch einer 16 stufigen Randombeanspruchung, entwickelt aus der 

Messung an der Autobahnbrücke der A2 über den Mittellandkanal (s.o.), durchgeführt. Dabei wurden 

für die Untersuchungen zum Systemtragverhalten auch Risswachstumsmessungen an den 

Fensterecken durchgeführt. 

Bild 24 fasst das Ergebnis der diesbezüglichen Untersuchungen aus insgesamt 47 Trägerversuchen 

(Ersatzbauwerke) und 91 Vergleichsproben anschaulich zusammen. Darin sind die Mittelwerte der 

Anrisslastwechselzahlen der realen (Ersatz)bauwerksdetails über der Abszisse aufgetragen, die zugehörigen 

Prognosen aus Versuchen an Proben über die Ordinate. Gleiche Werte der Lebensdauer 

der Ersatzbauwerke und die der zugehörigen Proben liegen damit auf der Winkelhalbierenden. Wegen 

der großen Unterschiede der Lastwechelzahlen (10³ bis 10 8 ) wurde eine logarithmische Darstellung 

gewählt. Jeder Versuchsreihe liegen bis zu 14 Einzelversuche sowohl für die Ersatzbauwerke 

als auch für die Proben zugrunde. Zu jedem Mittelwert N50% ist das 95%-Konfidenzintervall 

dargestellt. Man erkennt, dass die Anrisslastwechselzahlen der Proben gut mit denen des Bauwer- 

P R O B E bzw. R E C H N U N G 

1,E+08 

1,E+07 

1,E+06 

1,E+05 

1,E+04 

1,E+03 

LCF 

F 

t 

1,E+02 

1,E+02 1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07 1,E+08 

( E R S A T Z ) B A U W E R K 

F 

t 

HCF 

Bild 24: Ergebnis der Lebensdauervorhersagen 

- 53 - 

F 

t 

Kerbdetail 

N Anriss 

Experiment 

N Anriss 

Kerbgrundkonzept 

Durchläufer 

95% KONF 

N 50% 

L E G E N D E 

B3 

Peil

B3 

Peil 

kes übereinstimmen, d.h. das Verfahren hat bisher die Erwartungen gut erfüllt. Die noch vorhandenen 

Abweichungen sind auf zum Teil noch geringe Versuchszahlen zurückzuführen. Es wird vermutet, 

dass sich diese Abweichungen durch weitere Einzelversuchsergebnisse reduziert werden. 

Die Ergebnisse der rechnerischen Ermittlung der Anrisslebensdauer nach dem Kerbgrundkonzept 

weisen Abweichungen von den Versuchsergebnissen auf, die etwa eine Größenordnung ungünstiger 

sind. Hierbei ist zu beachten, dass bei der Anwendung des Kerbgrundkonzeptes bereits von den 

gemessenen Beanspruchungszeitreihen ausgegangen wurde, die sonst noch hinzukommenden Ungenauigkeiten 

des Last- und des Systemmodells sind also bereits eliminiert. 

Die manuelle Fertigung der 4-Lagen MAG-V Schweißnähte im Untergurt der Ersatzbauwerke 

(siehe Bild 3) und den Vergleichsproben wurden dabei im Rahmen der Zusammenarbeit am Institut 

für Füge- und Schweißtechnik (TP B4) vorgenommen. Die Ergebnisse für die Vergleichsproben der 

Schweißnaht in Bild 24 wurden vom TP B4 zur Verfügung gestellt [LACHMANN 2002]. 

2.2.6 Systemtragverhalten 

Das bisherige Vorgehen verwendet als Grenzzustand das Auftreten des ersten Risses. Hiermit ist 

natürlich keine Aussage über das Gesamtbauwerksversagen zu treffen. Aus diesem Grund wird für 

die folgenden Untersuchungen die Grenzzustandsdefinition erweitert. Grenzzustand ist nun nicht 

mehr der erste Anriss, sondern das Erreichen der Traglast des Bauwerks (oder eines wesentlichen 

Teils davon). Da die entstehenden Risse hierbei zwangsläufig weiter wachsen, treten bei (innerlich 

und äußerlich) statisch unbestimmten Systemen Spannungsumlagerungen auf, hierdurch kommt es 

unter Umständen zu einem Wechsel der vorab bestimmten Schwachstellen. Es müssen ggf. neue 

Schwachstellen überwacht werden. 

Das systematische Vorgehen zur Untersuchung des Systemtragverhaltens ist in Bild 25 dargestellt. 

Grundlage bildet das oben beschriebene Verfahren zur Auffindung des ersten Anrissortes in Zusammenarbeit 

mit TP A1. Zur theoretischen Prognose des nächsten Anrissortes und –zeitpunktes 

wird anschließend an den als kritisch erkannten Punkten ein Anfangsriss in das FE-Netz eingefügt. 

Nach Berechnung und bruchmechanischer Auswertung durch Betrachtung des Spannungszustandes 

an der Rissspitze wird die Rissverlängerung in Abhängigkeit der vorgegebenen Lastwechselzahlen 

bestimmt. Das System wird infolge der Rissverlängerung neu vernetzt und die Berechnung erneut 

durchgeführt. Dieses schrittweise Vorgehen zur Simulation des Risswachstums ist durch selbst erstellte 

Routinen in ANSYS weitgehend automatisiert. Spannungsumlagerungen durch das schrittweise 

Risswachstum können erkannt werden. Das lokale Anwachsen von Spannungen an anderen 

Orten deutet auf eine neue Schwachstelle hin. Der Versagenpfad wird in Zusammenarbeit mit dem 

TP A1 probabilistisch bewertet. Eine Ermittlung des Sicherheitsindexes für die unterschiedlichen 

Pfade ergibt schließlich den Versagenspfad mit dem geringsten Sicherheitsindex. Dieser 

Versagenspfad wird messtechnisch überwacht. 

Durch die im Betrieb des Bauwerks parallel durchgeführten Untersuchungen an den Vergleichsproben 

erhält man für die Anrisslastwechselspielzahlen korrigierte Ergebnisse, die in die Untersuchungen 

zu den Versagenspfaden eingearbeitet werden. Durch den so im Vergleich zur Ursprungsberechnung 

nach dem Kerbgrundkonzept geänderten Beginn des Risswachstums kommt es zu anderen 

Schadenszuwächsen an den untersuchten Punkten, es kann zu einem Wechsel der Versagenspfade 

kommen. Es erfolgt also eine adaptive Anpassung und Zuschärfung des Vorhersagemodells an das 

Ermüdungsverhalten des Tragwerks. Der Spannungszuwachs an den kritischen Punkten muss dabei 

auch an den entsprechenden Vergleichsproben in der Prüfmaschine berücksichtigt werden. Dies 

erfolgt über eine schrittweise Trendanpassung im synthetischen Zeitschrieb (s. Bild 1). 

- 54 -

Ermittlung 1. Anrissort 

Anriss-Zeitpunkt 

Einprägen Risses 

im Ursprungs-FE-Netz 

FE-Analyse 

Bruchmechanische 

Auswertung 

Rissverlängerung 

(in neue Richtung) 

Kritische 

Spannungszunahme 

an anderem Ort? 

Anriss-Zeitpunkt 

nach Kerbgrundkonzept 

Versagenspfadanalyse 

Sicherheitsindex 

Update FE-Netz mit 

neuem Riss 

nein 

Neuvernetzung 

Für erste Untersuchungen des Systemtragverhaltens wurden Risswachstumsrechnungen am Ersatzbauwerk 

durchgeführt. Dabei wurde in der linken unteren Ecke eines Stegfensters, dem Punkt des 

ersten Anrisses, ein Ursprungsriss mit einer Anfangslänge von 10 mm vorgegeben. Mit der in AN- 

SYS selbst programmierten Berechnungsroutine erfolgte die Simulation mit der linear-elastischen 

Bruchmechanik (LEBM). Als Risswachstumsinkrement wurden 5 mm vorgegeben und jeweils die 

für diesen Risszuwachs benötigte Lastwechselzahl ermittelt. Die Endrisslänge war hier 70 mm. Bild 

26 zeigt den Spannungszuwachs der Hook´schen Spannungen �H in der gegenüberliegenden, nicht 

gerissenen rechten oberen Fensterecke, aufgetragen über der Lastwechselzahl N. Zusätzlich ist der 

Zuwachs der Schädigung S nach dem Kerbgrundkonzept aufgetragen. Die Schädigungen wachsen 

dort überproportional an, der nächste Anriss im Tragwerk wird so mit wachsender Risslänge zunehmend 

wahrscheinlicher. 

- 55 - 

TP A1 

Grenzustand erreicht 

Monitoring 

an kritischen Details des 

Versagenspfades 

TP A1 

Bild 25: Vorgehen bei der probabilistischen Bestimmung der kritischen Details 

�� 

B3 

Peil

B3 

Peil 

Hook´sche Spannungen in N/mm² 

425 

400 

375 

350 

325 

300 

275 

250 

Spannungen in rechter, 

oberer Fensterecke 

Schädigung in rechter, 

oberer Fensterecke 

50000 100000 1.5E+05 2E+05 2.5E+05 3E+05 

Lastwechsel N 

Bild 26: Ergebnis Risswachtumsrechnungen 

an Ersatzbauwerk II mit F=140 kN 

Derartige Untersuchungen sollen in der nächsten Förderperiode mit mehreren Rissen im Tragwerk, 

d.h. im Ersatzbauwerk und mit realen Bauwerken weitergeführt werden. Durch eine Einbindung 

dieser Berechnungen in Versagenspfadbetrachtungen kann der wahrscheinlichste Punkt des nächsten 

Anrisses im Tragwerk bestimmt werden. Die Programmierung einer Routine zur Berechnung 

der Schädigung nach dem Kerbgrundkonzept für jedes FE-Element auf Grundlage der Ergebnisdateien 

von ANSYS ist bereits erfolgt, so dass hier die Anbindung zum Programm PROBILAS von 

TP A1 erfolgen kann. 

Gleichzeitig wurden Untersuchungen zum realen Risswachstum an Ersatzbauwerk II mit den in 

[PEIL et al. 2000c] beschriebenen Kupferdrahtsensoren durchgeführt. Hier treten noch Abweichungen 

auf, die durch die derzeitige Verwendung der LEBM zu erklären sind. Um das Systemtragverhalten 

auch bei solchen auftretenden Rissschließeffekten zutreffend simulieren zu können, ist die 

Anwendung der elastisch-plastischen Bruchmechanik mit Berücksichtigung von Rissschließeffekten 

vorgesehen. 

2.3 Vergleich mit Arbeiten außerhalb des SFB und Reaktionen der wissenschaftlichen Öffentlichkeit 

auf die eigenen Arbeiten 

Auf vielen Konferenzen stellt die Frage nach einer zuverlässigen Ermittlung der Restlebensdauer 

bestehender Bauwerke einen wichtigen Schwerpunkt der vorgestellten Kongressbeiträge dar. Einige 

Autoren greifen dabei bei den Berechnungen der Lebensdauer ebenfalls auf gemessene Beanspruchungen 

zurück. Diese Messungen erstrecken sich jedoch häufig nur auf wenige Tage bzw. mehrere 

kurze Intervalle im Jahr [MOHAMMADI 2001]. Des Weiteren werden oftmals Schädigungsmodelle 

wie z.B. die Schadensakkumulationshypothese von Palmgren-Miner verwendet [DEMPSEY 

et al. 2000, YAMADA et al. 2000]. Der im vorliegenden Bericht gezeigte Einfluss von Clustereffekten 

auf die Lebensdauer lässt sich damit nicht erfassen. Auch Änderungen in der Belastungsentwicklung 

lassen sich durch Kurzzeitmessungen nur unzureichend abdecken. 

Versuche an ganzen Tragwerksteilen alter Brücken wurden z.B. von [HELMERICH et al. 2002] 

und [BRANDES 1994] durchgeführt. Für die Vorhersage der Lebensdauer ist hier die geringe Anzahl 

an Versuchen als ungünstig einzustufen, da eine fundierte statistische Absicherung durch die 

geringe Anzahl an Versuchen nicht möglich ist. 

- 56 - 

0.6 

0.55 

0.5 

0.45 

0.4 

Schädigung S


Die grundsätzliche Machbarkeit des vorgestellten Verfahrens wurde gezeigt, die Anwendung auf 

neue und alte Bauwerke ist konzipiert und kann erprobt werden. Bei den noch notwendigen Untersuchungen 

wird unterschieden zwischen weiteren Absicherungsversuchen im Labor mit Ersatzbauwerken 

und Vergleichsproben sowie theoretischer Untersuchungen zur Weiterentwicklung der 

Methodik. Die Fragen werden im Fortsetzungsantrag genauer behandelt. 

a) Weitere Absicherungsversuche 

� Bisher sind nur drei Typen von Last-Zeitverläufen untersucht worden: harmonische Belastung, 

harmonische Dreiecksbelastung und eine Random-Belastung. Wie wirken sich Breitbandprozesse, 

im Grenzfall ein weißes Rauschen, auf das Ergebnis aus? 

� Weitere Kerbdetails sollen untersucht werden: Bisher wurden die Fensterecke im Steg sowie 

die Schweißnaht im Untergurt untersucht. In der nächsten Periode sollen weitere Details wie 

z.B. die Lasteinleitungssteifen an den Ersatzbauwerken untersucht werden. Hier liegen die Versuchergebnisse 

der Ersatzbauwerke vor, Untersuchungen an Vergleichsproben stehen noch aus. 

� Im mittleren Lastwechselzahlbereich von 10 4 bis 10 5 wurde bisher nur eine Versuchsreihe 

durchgeführt, hier sollen ergänzende Versuche durchgeführt werden. 

� Wie wirken sich die hohen Frequenzen bei Versuchszeitverkürzungen bei hohen 

Beanspruchungsamplituden mit großen plastischen Dehnungen aus? 

� Wie wirken sich andere Baustahlsorten oder Chargen auf das Ergebnis aus? 

� Wie ist die Zuverlässigkeit des Verfahrens bei Verwendung alter Stähle, wie sie bei bereits 

bestehenden Bauwerken vorkommen? 

b) Allgemeine Fragen 

� An welchen Stellen muss gemonitored werden? Diese Frage ist bei Tragwerken mit einem 

ausgeglichenen Sicherheitsniveau aus reiner Anschauung nicht zu beantworten. Eine vollständige 

Schwachstellenanalyse auf probabilistischer Basis ist „von Hand“ - auch mit Computerunterstützung 

- aufwendig. Über eine Kopplung zwischen dem FE-Programm ANSYS und dem 

vom TP A1 entwickelten Programm PROBILAS soll die Schwachstellenanalyse automatisiert 

werden. 

� Durch örtliche Anrisse kommt es infolge Risswachstum bei innerlich statisch unbestimmten 

Systemen zu Spannungsumlagerungen. Dies führt zu anderen kritischen Punkten, die gemonitored 

werden müssen. Wie sind diese zuverlässig zu bestimmen? Wie werden Spannungsumlagerungen 

an den Vergleichsproben simuliert? Wie ist die Lebensdauer des Gesamtbauwerkes? 

� Beanspruchungs-Zeitverläufe liegen bei bestehenden Bauwerken für die Vergangenheit nicht 

vor. Wie kann man dennoch zu hinreichend genauen Ergebnissen kommen? 

� Große Detailpunkte wie z.B. Fachwerkknoten können nicht vollständig geprüft werden, wie 

kann hier vorgegangen werden? Wie müssen die Vergleichsproben aussehen? 

� Wie können Eigenspannungszustände, die am Bauwerk auftreten, im Zuge der Tests mit den 

Vergleichsproben berücksichtigt werden? 

- 57 - 

B3 

Peil

B3 

Peil 

2.5 Literatur 

BRANDES, K.,1994: Experimentelle Absicherung von Untersuchungen zur Restnutzungsdauer 

älterer Stahlbrücken, Stahlbau 63 (1994), 9, 273-278 

BRAUN, H., 2002: Untersuchungen über Fahrbahnunebenheiten. Dissertation, TU-Braunschweig 

COST 1999: Final Report of the COST 323 Project: Weigh-in-Motion of Road Vehicles. 1999. European 

Commission's Transport Directorate 

DEICHSEL, G., TRAMPISCH, H.J., 1985: Clusteranalyse und Diskriminanzanalyse. Gustav-Fischer 

Verlag, Stuttgart 1985 

DEMPSEY, A.T., KEOGH, D.L., JACOB, B., 2000: Orthotropic Steel Bridges: Management Tools 

for Live Load and Fatigue Assessment, 4 th International Conf. On Bridge Management, Guildford/ 

Surrey 2000 

HELMERICH, R., BRANDES, K., 2002: Ermüdungsversuche an Fachwerkträgern der Berliner U- 

Bahn-Linie U1, Stahlbau 71 (2002), 11, 789-797 

LACHMANN, C., 2002: Einfluß von Eigenspannungsabbau und mikrostrukturellen Veränderungen 

auf die Lebensdauervorhersage schwingbeanspruchter Schweißverbindungen. Dissertation 

TU-Braunschweig 2002 

MOHAMMADI, J., 2001: Input Data Requirements for Fatigue Reliability Analysis of Aging 

Structures, Proc. of the 2001 Structures Congress & Exposition, Washingtion D.C. 2001 

PEIL, U., MEHDIANPOUR, M., 1999: Life Cycle Prediction via Monitoring. Structural Health 

Monitoring (Ed. Chang, F.-K.), Stanford 1999, S. 723-730. 

PEIL, U., MEHDIANPOUR, M., FRENZ, M., 2000c: Lebensdauervorhersage von ermüdungsbeanspruchten 

Bauwerken durch Monitoring und begleitende Versuche. Arbeitsbericht des 

Teilprojektes B3 des SFB 477, Braunschweig 2000 

PEIL, U., NÖLLE, H., 1994: On Fatigue of Guyed Masts due to Wind Load. Structural Safety & 

Reliability (Ed. Schueller & Yao). Rotterdam, Baalkema 1994. 

REPPERMUND, K., 1984: Probabilistischer Betriebsfestigkeitsnachweis unter Berücksichtigung 

eines progressiven Dauerfestigkeitsabfalls mit zunehmender Schädigung. Dissertation 

Hochschule der Bundeswehr, Neubiberg 1984. 

SCHÜTZ, W., 1994: Fatigue Life Prediction by Calculation: Facts and Fantasies. Structural Safety 

& Reliability (Ed. Schueller & Yao). Rotterdam, Baalkema 1994, S. 1125-1131. 

WAVE 2001: General Report: Weigh-in-motion of Road Vehicles for Europe. 4 th Framework Programme 

Transport, EU, 2001 

YAMADA, K., OJIO,S., K., and ITHO, K. 2000: Structural Behaviour and Rehabilitation of Fatigue 

Cracked Box Girder Bridge, 4 th International Conf. On Bridge Management, Guildford/ 

Surrey 2000 

- 58 -


Veröffentlichungen der vergangenen 3 Jahre 

a) Kongressveröffentlichungen 

DEUS, E.P., PEIL, U., 2000. A Fracture Mechanic Model applied to Steel Bridge Inspection. Proc. 

55th Con. Brazilian Assoc. Metallurgy and Materials. 2000, 

DEUS, E.P., VENTURINI, W.S., PEIL, U. 2002: An Inspection System to identify Fatigue Damage 

on Steel Bridge Structures. Journ. Brazil. Soc. Mech. Science 76, Vol. XXIV, 2002, 76-81. 

PEIL, U., MEHDIANPOUR, M., 2000 a: Fatigue Prediction of bridges by monitoring and parallel 

testing. Proc. Conf. Bridge Management, Univ. Surrey, 2000. 

PEIL, U., MEHDIANPOUR, M. 2000 b: Fatigue Life Prediction of Steel Structures via Monitoring 

and Testing. Proc.Int.Workshop "The Present and the Future in Health Monit.Weimar 2000 

PEIL, U., MEHDIANPOUR, M., SCHARFF, R., 2001 a: Life Time Assessment of Existing Bridges. 

Proc. 3rd Int. Workshop on Struct. Health Monitoring. Stanford Univ., Palo Alto 2001, 365- 

383. 

PEIL, U., MEHDIANPOUR, M., FRENZ, M., 2001 b: Life Cycle Prediction of Steel Structures via 

Monitoring and Testing in Parallel. 2nd Int. Conf. Struct. Eng. Washington 2001, 

RUFF, D., PEIL,U., 2002 a: Fatigue of Bracings, Proceedings of the IABSE-Symposium 2002, S. 

262-263 (abstract) – vollständiger Artikel auf CD – ISBN 3-85748-107-2, IABSE, ETH 

Hönggerberg, Schweiz. 

PEIL,U., BEHRENS, M., NAHRATH, N., 2002 d: Dynamic Response of Slender Structures under 

Wind Load. Proc. EuroDyn 2002. 

PEIL,U., MEHDIANPOUR, M., SCHARFF, R., 2002 e: Life Time Assessment of Existing 

Bridges. EuroDyn 2002. 

PEIL, U., MEHDIANPOUR, M., SCHARFF, R., FRENZ, M. 2002 f: Life Time Assessment of Existing 

Bridges. Proceedings of the First European Workshop: Structural Health Monitoring 

2002 (ed: BALAGEAS, D.), Paris , pp 999-1006 

PEIL, U., BEHRENS, M., 2003 b: Aerodynamic Admittance and Full Scale Measurements. 11th. 

Int. Conf. Wind Engineering 2003 (ICWE 2003), Lubbock Texas. 

PEIL, U., NAHRATH, N., DREYER, O., 2003 c: Modelling Of Rain-Wind Induced Vibrations. 

11th. Int. Conf. Wind Engineering, 2003 (ICWE 2003), Lubbock Texas. 

PEIL, U., FRENZ, M., HOSSER, D., DEHNE, M., 2003 d: Life Time Estimation of Steel Structures 

and Assessment of critical Details. Int. Conf. Struct. Faults and Repair, London. 

PEIL, U., NAHRATH, N., 2003 e: Modelling of Rain-Wind induced Vibrations. Wind & Structures 

2003. 

PEIL, U., 2003 h: Lebensdauervorhersage bei stählernen Konstruktionen - wie geht man vor? 

Deutsches Ingenieurblatt, September 2003. 

PEIL, U., 2003 i: Life Time Prolongation of Civil Engineering Structures via Monitoring. Proc. 4st 

Int. Workshop on Struct. Health Monitoring. Stanford Univ., Palo Alto, 2003 

- 59 - 

B3 

Peil

B3 

Peil 

b.) Bücher und Zeitschriften 

PEIL, U., MEHDIANPOUR, M., FRENZ, M., 2001 c: Fatigue Prediction of Steel Structures by 

means of Monitoring and Testing. In: Life-Cycle Cost Analysis and Design of Civil Infrastructue 

Systems. Ed. M. Frangopol, H. Furuta. ASCE 2001, 222-238. 

PEIL, U., RUFF, D., 2001 d: Ermüdung von Windverbänden. In: VDI-Berichte Nr.1599, 2001, S. 

313-320, ISBN 3-18-081599-4. 

PEIL, U., MEHDIANPOUR, M., FRENZ, M., SCHARFF, R., 2002 b: Zuverlässige Lebensdauerbestimmung 

mit Hilfe von Monitoring. Stahlbau 2002. Heft 2. 

PEIL, U., BEHRENS, M., 2002 c: Fatigue of tubular steel lighting columns under wind load. Wind 

& Structures, Vol 5, No. 5 2002, 463-478. 

PEIL, U., 2003 a: Lebensdauerermittlung ermüdungsbeanspruchter Bauwerke. In: Der Prüfingenieur, 

Heft 1, 2003. 

BÖTTCHER, C., REINIGHAUS, M., PEIL, U., 2003: Einfluss der Beanspruchungsgeschwindigkeit 

auf das mechanische Verhalten von Baustahl. Erscheint Stahlbau 2003. 

PEIL, U. 2003 f: Lebensdauerverlängerung von Bauwerken mit Hilfe von Bauwerksüberwachung. 

Bautechnik. Erscheint im September. 

c.) Dissertationen 

BÖTTCHER, C, 2002: Geschwindigkeitssensivität des mechanischen Verhaltens unlegierter Baustähle 

bei wiederholter Beanspruchung bis in den inelastischen Bereich – experimentelle 

Untersuchung und Modellierung, Dissertation TU-Braunschweig 2002, VDI-Verlag. 

MEHDIANPOUR, M., 2003: Lebensdauervorhersage von ermüdungsbeanspruchten Stahltragwerken 

mit Hilfe von Monitoring und begleitenden Versuchen. Dissertation TU-Braunschweig 

2003 

- 60 -

- 61 - 

B4 

Wohlfahrt, Dilger 

Restlebensdauervorhersage für Schweißverbindungen an Stahlkonstruktionen 

und Maßnahmen zur kontrollierten Nutzungsausweitung 

Prof. a.D. Dr.-Ing. H. Wohlfahrt, Prof. Dr.-Ing. K. Dilger, 

Dr.-Ing. Th. Nitschke-Pagel, Dipl.-Ing. M. Bruns 


Das Ermüdungsverhalten von Schweißkonstruktionen hängt von lokalen Besonderheiten im Nahtbereich 

wie der Nahtgeometrie, den veränderten Werkstoffeigenschaften und vorhandenen 

Schweißeigenspannungen ab, so dass sich Schweißnähte oft als versagensrelevante Schwachstellen 

herausstellen können. Der Schädigungsprozess unter zyklischer Beanspruchung beginnt schon in 

der anrissfreien Phase mit inhomogenen Plastizierungen, die z.B. mit Änderungen der Versetzungsdichte 

bzw. der Versetzungsanordnung verbunden sein können. Der ursprüngliche Eigenspannungszustand 

kann dabei ebenfalls verändert werden. Für eine Bauwerksüberwachung mit dem Ziel der 

möglichst frühzeitigen Erkennung zum Versagen führender Ermüdungsschädigungen liegen somit 

Indikatoren vor, die sich mit unterschiedlichen Messmethoden verfolgen lassen. Der Schwerpunkt 

dieses Teilprojektes ist die zielgerichtete Entwicklung von Anwendungsmöglichkeiten des mikromagnetischen 

Verfahrens (3MA – Verfahren), um mittels zerstörungsfreier Messungen den Schädigungszustand 

von Schweißverbindungen an Bauwerken einschätzen und somit eine adaptive Lebensdauervorhersage 

vornehmen zu können. 

Hierzu wurden in der ersten Förderperiode (1998 bis 2000) Grundlagenuntersuchungen an quasistatisch 

sowie zyklisch beanspruchten Schweißsimulationsproben mit unterschiedlichen Gefügezuständen, 

wie sie für eine Schweißnaht und die angrenzende Wärmeeinflusszone repräsentativ sind, 

durchgeführt. Durch die Erfassung mehrerer magnetischer Kenngrößen, die sowohl vom Last- bzw. 

Eigenspannungszustand als auch vom Gefügezustand abhängig sind, konnte an schwingbeanspruchten 

Simulations- und Schweißproben gezeigt werden, dass das magnetische Verfahren zum 

Erkennen von Werkstoffveränderungen in der anrissfreien Phase grundsätzlich geeignet ist. Durch 

parallele röntgenographische Eigenspannungsmessungen und Interferenzlinienprofilanalysen in 

Beanspruchungspausen, konnte ein direkter Zusammenhang mit den Änderungen der magnetischen 

Messgrößen hergestellt werden. Am Ersatzbauwerk „Tremolo“ (B3, Peil) konnte der Zeitpunkt der 

Makrorissbildung im Nahtübergang der geprüften Schweißnaht anhand der Änderung der magnetischen 

Kenngrößen eindeutig bestimmt werden. Der dabei gefundene Hinweis auf einen Zusammenhang 

zwischen Risstiefe und magnetischen Kenngrößen führte zu dem Schritt, mit eingehenderen 

Untersuchungen im Rissfortschrittsstadium zu beginnen. 

In Kooperation mit den Teilprojekten B3 (Peil) und C3 (Peters) wurde die Anrissbildung und der 

Rissfortschritt am Radius einer Aussparung des Ersatzbauwerkes ohne vorhandene Schweißnaht 

untersucht. Der Vergleich der mit dem Mehrkomponenten-Dehnungsaufnehmer (C3, Peters) erfassten 

Änderung des Spannungszustandes sowie der mittels aufgeklebter Spulendrähte (B3, Peil) 

gemessenen Risslänge mit der Änderung der Überlagerungspermeabilität zeigte, dass diese magnetische 

Kenngröße im Rissfortschrittsstadium ebenfalls als ermüdungsrelevanter Indikator verwendet

B4 


werden kann. Von diesen Ergebnissen am Grundwerkstoff ausgehend, wurden die Untersuchungen 

der Anrissbildung und des Rissfortschritts auf Schweißproben ausgeweitet. 

Aufbauend auf den im ersten Förderzeitraum erarbeiteten Ergebnissen sollte vor allem geprüft werden, 

ob die magnetischen Messgrößen in ein Modell zur Lebensdauervorhersage eingearbeitet werden 

können, und ob auch eine Übertragung von Ergebnissen an Labor- bzw. Schweißsimulationsproben 

auf das Ersatzbauwerk möglich ist. 

2.2 Angewendete Methoden 

Da aus früheren Untersuchungen bereits bekannt war, dass die magnetischen Kenngrößen sowohl 

von der Mikrostruktur als auch vom Last- bzw. Eigenspannungszustand abhängen, wurde die Strategie 

verfolgt, durch Untersuchungen an Simulationsproben die Gefügeabhängigkeit der Messgrößen 

zu berücksichtigen. Die dabei erarbeiteten Erkenntnisse wurden dann im nächsten Schritt an 

Laborproben mit einer unter gleichen Bedingungen wie im Ersatzbauwerk hergestellten Schweißnaht 

überprüft, und ergänzend wurde die angewendete Mess- und Auswertemethodik bei parallelen 

Untersuchungen am Ersatzbauwerk (Walzprofil IPE500, S355J2G3, mit typischen Konstruktionsdetails 

wie Stegaussparungen, Versteifungen, Schweißnaht, TP B3 und C3) angewendet. 

Die Herstellung der Schweißsimulationsproben erfolgte in einer modifizierten Widerstandschweiß- 

DMS (B3) 

B4 

4-Lagen MAG-V-Naht 

3MA-Sensor (Manipulatorgeführt) 

Schweißsimulationsprobe 

�Untersuchung der Abhängigkeit 

der ZfP-Überwachungsgrößen 

von 

�Belastungszustand 

�Gefügezustand 

�Verfestigungsmechanismen 

�Werkstoffkennwerte 

�Kalibrieren der ZfP-Messgrößen 

Ersatzbauwerk „Tremolo“ 

500 

Zerstörungsfreie Prüfverfahren 

Bild 1 Versuchskörper. 

anlage, bei der durch eine geregelte konduktive Widerstandserwärmung in Kombination mit einer 

geregelten Abkühlung im gesamten Prüfquerschnitt ein Erwärmungs- und Abkühlungszyklus nachgefahren 

werden konnte, wie er zuvor während des Schweißens in den verschiedenen Zonen der 

WEZ gemessen worden war. Auf diese Weise konnte in den verschiedenen Proben ein Gefüge erzeugt 

werden, das den verschiedenen Bereichen der WEZ entsprach und die Möglichkeit zur 

- 62 - 

3200 

F(t) 

B4 

Geschweißte Laborprobe 

Riß 

B3 

C3 

Gezielte Untersuchung lokaler 

Einflussgrößen auf das 

Ermüdungsverhalten 

� Nahtgeometrie 

� Schweißeigenspannungen 

� Werkstoffeigenschaften

- 63 - 

B4 


Kalibrierung der magnetischen Messgrößen an diesen Proben gab. Einzelheiten der simulierten 

Temperaturzyklen sind Tabelle 1 zu entnehmen. 

Schweißung Werkstoffzustand 

MAG-DV 

MAG-V 

(manuell) 

Tmax [°C] (t8/5 [s]) 

1. Zyklus 2. Zyklus 

Härte 

[HV 1] 

Rp0,2 bzw. ReH 

[MPa] 

WEZ-Decklage-grob 1240 (13) - 350 500 

WEZ-Gegenlage-grob 1240 (13) 800 (11) 220 360 

WEZ-Gegenlage-fein 1000 (11) 600 190 510 

WEZ-grob (Mod. I) 800+600 (15) 1240 (62) 210 500 

WEZ-grob (Mod. II) 1240 (62) - 220 465 

WEZ-fein 1000 (62) - 180 480 

Grundwerkstoff - - 190 380 

Tabelle 1 Verfahrensparameter und Werkstoffeigenschaften der schweißsimulierten Proben und des 

Grundwerkstoffs. 

Die Schweißnaht im Ersatzbauwerk wurde jeweils nach dem Durchtrennen des Gurtes quer zur 

Trägerlängsachse und einer entsprechenden Aussparung am angrenzenden Steg als vierlagige 

MAG-V-Naht manuell hergestellt. Vor der Erstbelastung wurden die Eigenspannungskomponenten 

quer und längs zur Beanspruchungsrichtung entlang einer über die Schweißnaht in 

Trägerlängsrichtung gelegten Spur röntgenographisch ermittelt. Die Biegebeanspruchung des 

Einfeldträgers durch eine mittig aufgebrachte schwellende Einzellast führte in der Schweißnaht 

näherungsweise zu einer Zugschwellbeanspruchung im Gurtblech und in der Schweißnaht in 

Querrichtung. Anhand von Dehnungsmessungen und FEM-Berechnungen wurden die tatsächlichen 

Beanspruchungen am Ersatzbauwerk festgestellt, so dass diese auf Versuche an Laborproben 

übertragen werden konnten. Aufgeklebte Spulendrähte im Nahtübergangsbereich der 

Schweißverbindung dienten zur Risserkennung. Die magnetischen Messungen wurden regelmäßig 

nach bestimmten Lastwechselintervallen sowie nach Erkennen eines Anrisses durch die 

Widerstandsänderung beim Durchtrennen der Spulendrähte durchgeführt. 

Die Prüfung der mit vergleichbaren Parametern geschweißten Querstumpfnahtproben erfolgte in 

einer servohydraulischen 400 kN Prüfmaschine unter Beanspruchungsbedingungen, die denen des 

Gurtblechs des Ersatzbauwerks entsprachen. Auch an diesen Proben wurden kontinuierlich die 

ermüdungsbedingten Veränderungen magnetischer Parameter durch Messungen in 

Belastungspausen erfasst. Aus den Versuchen an einer hinreichenden Zahl von Schweißproben 

wurden die zugehörigen Wöhlerlinien berechnet und mit den Ergebnissen der Schwingversuche am 

Ersatzbauwerk verglichen. Die Versuchsergebnisse lieferten zudem eine Vergleichsbasis zur 

Anwendung verschiedener Berechnungsansätze zur Lebensdauervorhersage. 

2.3 Eingesetzte Messverfahren 

Die Bestimmung des Schädigungszustandes der Schweißverbindungen und die Vorhersage der 

Lebensdauer stützt sich auf Ergebnisse unterschiedlicher, überwiegend zerstörungsfreier 

Messverfahren.

B4 


Als zentrales Verfahren zur kontinuierlichen Überwachung des Werkstoffzustandes in den 

Simulationsproben, den Schweißproben und dem Ersatzbauwerk wurde die Mikromagnetische 

Multiparameter Mikrostruktur- und Spannungsanalyse (3MA-Verfahren) eingesetzt. Das Verfahren 

beruht auf dem Prinzip, dass magnetostriktive Werkstoffe wie Eisen, Cobalt und Nickel bei lokalen 

elastischen Formänderungen Veränderungen der magnetischen Eigenschaften in mikroskopischen 

Bereichen erfahren. Dies führt zu charakteristischen Veränderungen der Magnetisierungsparameter 

bei Anlegen eines magnetischen Wechselfeldes. Die Form der Magnetisierungshysterese hängt 

daher vom lokalen Spannungszustand, aber auch von der Mikrostruktur des Werkstoffes ab. Das für 

die laufenden Arbeiten eingesetzte Gerät verfügte über zwei Messmodule - Barkhausenrauschen 

und Überlagerungspermeabilität - und konnte um ein weiteres Analysiermodul Oberwellenanalyse 

ergänzt werden, so dass insgesamt 9 Kenngrößen zur Verfügung stehen. Im Modul 

Barkhausenrauschen kann die spannungsabhängige maximale Barkhausenrauschamplitude Mmax, 

die vor allem gefügeabhängige Koerzitivfeldstärke Hcm sowie abgeleitete Kennwerte wie die Fläche 

AMH, die Halbwertsbreite SWMH und die Integralbreite IBMH der Magnetisierungskurve erfasst 

werden (Bild 2a). Weitere Kenngrößen sind die Überlagerungspermeabilität ��max und deren 

Induktion B 

a) 

Barkhausen- 

Rauschkurve 

M �� f (H) 

Feldstärke H 

SW SWMH MH 

H cm 

A MH 

Hysterese 

M Mmax max 

Bild 2 Kenngrößen des 3MA-Verfahrens; 

a) Modul Barkhausenrauschen 

b) Modul Überlagerungspermeabilität 

c) Modul Oberwellenanalyse. 

Rauschamplitude M 

Feldstärke Hcµ (Bild 2b) sowie die Oberwellenanalyse im Zeitsignal der magnetischen 

Tangentialfeldstärke, aus der der Klirrfaktor k und die zugehörige Feldstärke Hco hervorgeht (Bild 

2c). 

Der Versuch, den Änderungen der 3MA-Kenngrößen einzelne Werkstoffkennwerte bzw. 

Beanspruchungszustände zuzuordnen, war ohne Kalibrierung auf die entsprechende Zielgröße 

bisher nicht erfolgreich. Da die mikromagnetischen Messwerte miteinander in Wechselwirkung 

stehen, waren und sind hierzu systematische Untersuchungen erforderlich. Die unmittelbare 

Korrelation der magnetischen Kenngrößen mit spezifischen Werkstoffkennwerten oder den 

- 64 - 

Induktion B 

b) 

c) 

Oberwelle 

�� max �max 

H Hc� c� 

Feldstärke H 

H H co 

�H �B 

�H �B 

Hysterese 

k �� 

�� 

~ 

A 

�� =�B/�H =�B/�H 

2 

3 

~ 

�� 

�� 

A 

~ 

A 

2 

5 

2 

1 

~ 

�� 

�� 

A 

A Kompl. Fourierkoeff. der i-ten Harmonischen 

~ 


~ 


~ 


~ A Kompl. Fourierkoeff. der i-ten Harmonischen 

~ 

i 

Zeit t 

Zeitsignal der 

Koerzitivfeldstärke 

2 

7 

Überlagerungspermeabilität �� 

Feldstärke H t

- 65 - 

B4 


unterschiedlichen Stadien des Ermüdungsvorganges einer Schweißverbindung ist bislang nur 

empirisch gelungen. Hierzu wird eine lineare Regressionsrechnung benötigt, in der die 

magnetischen Parameter zu berücksichtigen sind, die eine signifikante Veränderung (affin zur 

Veränderung der Zielgröße) aufweisen. Mit dem so erstellten Regressionspolynom lässt sich die 

entsprechende Zielgröße (Gl. 1) aus den zerstörungsfrei ermittelten Kennwerten berechnen. 

Zielgröße 

! 

� a + b · Hcm + c · Mmax + d · HC� + e · ��max + f · AMH + g · IBMH + h · k + i · HCO 

Bei einer Gegenüberstellung der berechneten Soll-Werte mit den Ist-Werten aus einer 

Kalibriermessung (Lastspannungen), einer Beobachtung (Anriss, Lebensdauer) oder einem weiteren 

zerstörungsfreien Referenzverfahren (z.B. der röntgenographisch bestimmten Versetzungsdichte), 

lässt sich die Vorhersagegenauigkeit und Zuverlässigkeit aus der Abweichung von der 45°-Soll- 

Geraden bestimmen (s. Bild 8 bis 10 Abs. 2.4.1). Die Verwendung aller magnetischen Kenngrößen 

für eine Multi-Parameteranalyse hat sich bei der Restlebensdauervorhersage als effektiv erwiesen, 

da bei einer Ermüdungsbeanspruchung oft sowohl von Veränderungen des 

Eigenspannungszustandes als auch der Mikrostruktur ausgegangen werden kann und sämtliche 

magnetischen Messgrößen sowohl vom Gefüge- als auch vom Spannungszustand abhängig sind. Es 

kann in anderen Fällen jedoch auch vorteilhaft sein, für die Multiparameteranalyse nur einzelne 

ausgewählte Kenngrößen zu verwenden, da Kalibriermessungen zeigten, dass z. B. die maximale 

Barkhausenrauschamplitude Mmax primär in Korrelation mit Last- bzw. Eigenspannungen steht, die 

Koerzitivfeldstärke hingegen besonders sensitiv auf Gefügeänderungen reagiert. 

Als Vergleichsbasis für die magnetischen Messungen dienten röntgenographische 

Eigenspannungsmessungen (sin 2 �� - Verfahren) in der Schweißnaht und deren Umgebung im 

Ausgangszustand und in Beanspruchungspausen nach unterschiedlichen Beanspruchungszyklen. 

Zur Charakterisierung der Mikrostruktur wurden neben den üblichen metallographischen 

Untersuchungen und Härtemessungen Röntgeninterferenzlinienprofilanalysen mit einem 

Einlinienverfahren (Einlinien-Voigt-Verfahren nach [DELHEZ 1982]) durchgeführt und anhand der 

korrigierten Halbwertsbreiten- und Integralbreitenmessungen die mikrostrukturellen Parameter 

Kohärenzlänge, mittleres Verzerrungsquadrat und Versetzungsdichte berechnet. Auf diese Weise 

konnte eine kontinuierliche Beobachtung dieser Parameter über die gesamte Lebensdauer erreicht 

werden. Die dabei erhaltenen Ergebnisse (Versetzungsdichte) wurden stichprobenartig anhand von 

transmissionselektronenmikroskopischen Untersuchungen überprüft. 

Die zuverlässige Voraussage des Ausgangsortes eines Ermüdungsrisses und die exakte 

Beschreibung der lokalen Beanspruchungsverhältnisse an kritischen Stellen mit entsprechender 

Kerbschärfe (Kerbwirkung) nach dem Strukturspannungskonzept oder dem Kerbgrundkonzept setzt 

die vollständige flächenhafte Erfassung der Nahtgeometrie voraus. Zur Beschreibung des 

tatsächlichen örtlichen Beanspruchungszustandes anhand der für die Kerbwirkung verantwortlichen 

geometrischen Verhältnisse ist die Qualität, also Umfang und Genauigkeit, der Erfassung aller 

Kerbdetails von entscheidender Bedeutung. Mit Hilfe eines Lasertriangulationssensors und eines 

rechnergesteuerten x-y-Positioniertisches gelang mit einer eigens entwickelten Auswertesoftware 

eine erhebliche Verbesserung der flächenhaften Ermittlung der Nahtgeometrieparameter. Die 

ermüdungsrelevante Oberflächenstruktur kann jetzt mit hoher Genauigkeit in kurzer Zeit 

dreidimensional erfasst und eine Berechnung von Nahtanstiegswinkel, Kerbradius und 

Nahtüberhöhung (Bild 3) vorgenommen werden. Auf den Umbau dieser Anlage zur mobilen 

(1)

B4 


Messung an Schweißnähten eines Bauwerks wurde verzichtet. Vielmehr zeigte sich, dass durch das 

Abscannen eines Negativabdruckes der entsprechenden Schweißnaht ein ausreichend genaues Bild 

entsteht. 

Bild 3 Nahtprofil und berechnete Parameter. 

Zur Rissfortschrittsmessung mittels mikromagnetischer Verfahren war die Anwendung eines 

zerstörungsfreien Referenzverfahrens zur Kalibrierung erforderlich. Hierzu konnte an 

Schweißsimulationsproben die Gleichstrompotentialmethode erfolgreich angewendet werden, um 

die Phase des stabilen Rissfortschritts zu verfolgen. In diesem Zusammenhang wurden außerdem 

Rissfortschrittsfolien eingesetzt, die eine Ermittlung der Risstiefe in 0,25 mm Schritten über die 

Widerstandsänderung infolge des Durchtrennens einzelner Drähte ermöglichten. 


Im folgenden werden zum einen detaillierte Ergebnisse von grundsätzlichen Untersuchungen an 

schweißsimulierten Proben und an geschweißten Proben vorgestellt, mit denen geklärt werden 

konnte, 

� über welche für den Werkstoff- bzw. Ermüdungszustand des Werkstoffs typische Kenngrößen die 

ermittelten mikromechanischen und röntgenographischen Messgrößen eindeutig Aufschluss 

geben können und 

� in welcher Weise diese Messgrößen grundsätzlich für eine Restlebensdauerabschätzung einsetzbar 

sind. 

Zum anderen lässt sich zeigen, dass die aufbereiteten Messgrößen erfolgversprechend für eine 

Lebensdauervorhersage herangezogen werden können. Hierzu sind allerdings weitere vertiefende 

Arbeiten notwendig. 

2.4.1 Kalibrierung der magnetischen Messgrößen 

Die Zunahme der plastischen Dehnungsamplitude bei der Wechselverformung von Stählen mit 

konstanter Spannungsamplitude wird allgemein als zyklische Entfestigung bezeichnet, obwohl die 

besonders bei relativ weichen Ausgangszuständen zu beobachtende Zunahme der 

Versetzungsdichte zu einer Erhöhung der Fließspannung, d. h. zu einer Verfestigung des 

Werkstoffes führt. Den Zusammenhang zwischen einer Versetzungsdichtezunahme und einer 

- 66 - 

b 

� 

h 

t 

t * 

b = Nahtbreite 

h = Nahtüberhöhung 

r = Makrokerbradius, 

Nahtübergangsradius 

r' = Mikrokerbradius 

� = Nahtanstiegswinkel 

t = Blechdicke 

t * = Einbrandkerbtiefe

� f [MPa] 

� [cm -2 ] 

�� m [-] 

800 

700 

600 

500 

400 

10 10 

10 9 

0.020 

0.015 

0.010 

0.005 

0.000 

Schweißsimulationsgefüge 

10 -1 

10 0 

Feinkorn, 220 HV 

Grobkorn, 220 HV 


8.0x10 4 

10 0 

10 1 

10 1 

Grundwerkstoff, 190 HV 


1.0x10 5 

� 1/2 [cm -1 ] 

Schweißsimulierte Gefüge 

Grobkorn, Decklage (350 HV) 

Grobkorn, Gegenlage (220 HV) 

Grundwerkstoff 

10 2 

10 2 

10 3 

10 3 

Grobkorn (350 HV) 

Grobkorn (220 HV) 


N [-] 

1.2x10 5 

10 4 

10 4 

1.4x10 5 

Bild 4 Fließspannung ��f schweißsimulierter 

Gefügezustände über der Wurzel der 

Versetzungsdichte � (Profilanalyse nach dem 

Einlinien-Voigt-Verfahren). 

10 5 

10 5 

Bild 5 Verlauf der röntgenographisch abgeschätzten 

Versetzungsdichte mit der Lastspielzahl im 

Vergleich zur akkumulierten relativen 

Mitteldehnung ��m schweißsimulierter 

Wärmeeinflusszonengefüge. 

- 67 - 

B4 


Fließspannungserhöhung wird durch die 

von [MECKING 1981] angegebene 

Proportionalität ~ � � � � 

� � (1) 

f 

beschrieben und in einem von [WEISS 

1987] vorgestellten „Fatigue-Monitoring“- 

Verfahren zur Beurteilung des 

Ermüdungsverhaltens auf der Grundlage 

von Versetzungsdichtebestimmungen aus 

der Verbreiterung von Röntgeninterferenzlinien 

herangezogen. 

Bild 4 zeigt die nach dem vorgestellten 

Ansatz berechnete Fließspannungserhöhung 

bei den untersuchten Schweißsimulationsproben 

mit unter schiedlichen 

Gefügezuständen. Die ten denziell gegenüber 

dem Grundwerkstoff größere Fließspannungszunahme 

in den Simulationsgefügen, 

ist mit der wegen der feinkörnigen 

bainitischen Struktur und der feinverteilten 

Karbide größeren Behinderung der 

Versetzungsbewegung in diesen Gefügen zu 

erklären. In Bild 5 sind die über der Lastspielzahl 

in verschiedenen Gefügen 

bestimmten Versetzungsdichten den gemessenen 

Mitteldehnungen gegenübergestellt. 

Merkliche Ver änderungen der 

Versetzungsdichte sind vor allem während 

des ersten Lastwechsels zu verzeichnen, 

insbesondere im Grundwerkstoff aufgrund 

einer Streckgrenzenüberschreitung. Im 

weiteren Beanspruchungsverlauf bleibt die 

Versetzungsdichte bei allen Gefügemodifikationen 

zunächst relativ konstant. 

Im weichen Grundwerkstoff sowie in 

geringerem Maße auch in der angelassenen 

Grobkornzone ist nach ca. 100 bzw. 1000 

Lastwechseln ein zunehmender Anstieg der 

Mitteldehnungen, d.h. ein zyklisches 

Kriechen zu beobachten. Zum gleichen 

Zeitpunkt steigen auch die Versetzungsdichten 

tendenziell an. Relativ hohe 

plastische Dehnungsamplituden zwischen 

1�10 -4 und 3�10 -4 bewirken zunehmende 

0

B4 


� [cm -2 ] 

2x10 10 

10 10 

9x10 9 

8x10 9 

7x10 9 



(� o = 550 MPa, N A = 1.07x10 5 ) 


(� o = 550 MPa, N A = 6.65x10 4 ) 


(190 HV, � o = 500 MPa, N A = 5.80x10 3 ) 

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 

N/N [-] A 

Bild 6 Verlauf der röntgenographisch abgeschätzten 

Versetzungsdichte über der auf die Anrisslastspielzahl 

NA bezogene Lastspielzahl N. 

- 68 - 

Wechselplastizierungen und damit 

kommt es zu nachweisbaren Änderungen 

in der Versetzungsstruktur und - 

dichte. 

Als eine mit den Mikroeigenspannungen 

zusammenhängende 

Kenngröße, kann die Veränderung der 

Versetzungsdichte somit einen 

wichtigen Hinweis auf eine mögliche 

Wechselwirkung zwischen Eigenspannungsstabilität, 

Mikrostruktur und 

Lebensdauer darstellen und damit als 

Indikator für den Ermüdungszustand 

herangezogen werden. 

Eine Bestätigung finden diese 

Ergebnisse beim Vergleich mit Schrifttumsangaben. 

Ein nahezu linearer 

Anstieg der Versetzungsdichte über der 

Lastspielzahl, wie in Bild 6 für die 

Grobkornmodifikation geringerer Härte 

und für den Grundwerkstoff dargestellt, wurde auch von [WEISS 1987] beschrieben. Hier war die 

Versetzungsdichtezunahme mit steigender Lastspielzahl im weicheren Gefüge wesentlich 

ausgeprägter. Entscheidend hierfür ist das Ausmaß der zyklischen Plastizierungen und die damit 

verbundene Anrisslastspielzahl. In der härteren Grobkornmodifikation der Decklage mit einer 

anfänglichen Versetzungsdichte um 2�10 10 cm �2 tritt eine vergleichbare kontinuierliche Zunahme 

nicht auf. Bis zur halben Anrisslastspielzahl 0.5 NA ist ein leichter Anstieg und danach bis zum 

Anriss eine Verringerung von � in gleichem Ausmaß zu beobachten. Dieser Zusammenhang lässt 

sich mit Ergebnissen aus Wechselverformungsversuchen an vergüteten Proben des Stahls 42CrMo4 

von [EIFLER 1985] erläutern. Dort wurde gezeigt, dass vergütete Gefügezustände (450 HV) durch 

eine quasielastische Inkubationsphase gekennzeichnet sind, an die sich eine kontinuierlich in die 

Rissausbreitungsphase übergehende Wechselentfestigung anschließt. Weiterhin ist ergänzt, dass die 

Wechselentfestigung dort sehr inhomogen erfolgt und mit der Bildung sogenannter 

Ermüdungszonen, auf die sich die zyklischen plastischen Verformungen im wesentlichen 

konzentrieren, verbunden ist. Diese Ergebnisse stehen im Einklang mit den eigenen Ergebnissen 

transmissionselektronenmikroskopischer Untersuchungen, welche im ermüdeten Zustand lokal 

höhere Versetzungsdichten mit verstärkter Bildung von Versetzungsknäueln im Vergleich zum 

Ausgangszustand zeigten. 

Die beschriebenen Befunde lassen vermuten, dass die aus der Röntgeninterferenzlinienprofilanalyse 

abgeleiteten Kennwerte für eine Charakterisierung des Ermüdungszustandes ein wichtiges 

Hilfsmittel darstellen können. Lebensdauerabschätzungen sollten demnach für normalisierte 

Grundwerkstoffzustände sowie für nicht zu harte WEZ-Gefüge möglich sein. Andere Autoren [LO 

1999, BŁACHNIO 2001, LINDGREN 2003] haben auch Änderungen mikromagnetischer 

Kenngrößen mit Änderungen der Versetzungsdichten beschrieben.

M [V] ; H [A/cm] 

max cm 

H [A/cm] 

� 

c 

2 

-400 -200 0 200 

8 

7 

6 

5 

4 

3 

� X-Ray [MPa] 

Mmax 

Hcm 

Hcm 

0 

-400 -200 0 200 

10 

8 

6 

4 

2 


Hcmy Hcµ 

mydelta µ�max 

1 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

0 

� �max [V] 

IB [A/cm] ; 

SW [W/cm] 

- 69 - 

6 

4 

IB_MH 

IBMH 

2 

0 

SW_MH 

SWMH 

A_MH 

AMH 

-400 -200 0 200 

2 

-400 -200 0 200 

B4 


Auf die notwendige Kalibrierung der magnetischen Messgrößen wurde bereits hingewiesen. Bild 7 

zeigt exemplarisch die Spannungsabhängigkeit verschiedener magnetischer Messgrößen, wie sie an 

Vierpunktbiegeproben eines Simulationsgefüges unter Variation der Lastspannung ermittelt 

wurden. 

Die magnetischen Kenngrößen Mmax, Hcm, AMH, ��max, Hc� und Hco, (ausgefüllte Punkte in Bild 7), 

die zur Vorhersage des Spannungszustandes in das Regressionspolynom einer 

Multiparameteranalyse eingesetzt werden, zeigen eine signifikante und nahezu lineare Abhängigkeit 

vom Spannungszustand. 

In Bild 8 sind die Ergebnisse der Spannungsberechnung mit dem Regressionspolynom (■) den 

röntgenographisch ermittelten Spannungen gegenübergestellt. Wie man sieht, zeigen die aus dem 

Regressionspolynom bestimmten Werte relativ geringe Abweichungen von der 45°-Sollgeraden. 

Das heißt, dass die mikromagnetischen Messgrößen gut zur Charakterisierung des 

Spannungszustandes- bzw. Eigenspannungszustandes nutzbar sind. 

Dieses Verfahren wurde bei einer 2. Probe (�) angewendet, indem die Spannungswerte aus den an 

der Probe gemessenen mikromagnetischen Messwerten mit Hilfe des Regressionspolynoms der 1. 

Probe berechnet wurden. Die etwas größeren Abweichungen von der Idealgeraden sind vermutlich 

darauf zurückzuführen, dass die 2. Probe aufgrund größerer Eigenspannungen im Ausgangszustand 

bei der Belastung Plastizierungen erfahren hat. Grundsätzlich ist damit bewiesen, dass sich bei 

korrektem Vorgehen unter Anwendung des Regressionsverfahrens aus mikromagnetischen 

Messgrößen Spannungswerte ermitteln lassen. 

Aufgrund der bisher fehlenden Möglichkeit, verschiedene magnetische Messgrößen bzw. deren 

Änderungen eindeutig bestimmten mikrostrukturellen Parametern zuzuordnen, lassen sich 

MH 

k [%] , H [A/cm] 

co 

MH 

14 

12 

10 

8 


10 

9 

8 

7 

6 

5 

4 

3 


k 

k 

H_co 

Hco 

Bild 7 3MA-Kenngrößen einer spannungsabhängigen Kalibrierung an einer 

Vierpunktbiegeprobe, Simulationsgefüge: WEZ-grob (Mod. II) 220 HV. 

60 

55 

50 

45 

40 

35 

30 

A [W/cm] 

MH

B4 


� �� [Mpa] 


WEZ-grob (Mod. II) 220 HV 

300 

200 

100 

-400 -300 -200 -100 0 100 200 300 

0 

-100 

-200 

-300 

-400 

� X-Ray [Mpa] 

Änderungen der mikromagnetischen Kenngrößen nicht ohne weiteres einer Restlebensdauer oder 

einem bestimmten Ermüdungsstadium zuordnen. Aus diesem Grund wurden in einem ersten Ansatz 

alle im Verlauf der zyklischen Beanspruchung bis zum Bruch gemessenen mikromagnetischen Parameter 

durch eine lineare Multiparameter-Regression an die jeweils verbleibende Restlebensdauer 

(Zielgröße) angepasst. Mit Hilfe des aus der Regressionsrechnung abgeleiteten Regressionspolynoms 

sollte dann eine Restlebensdauervorhersage von Proben möglich sein, bei denen die mikromagnetischen 

Parameter zu einem beliebigen Beanspruchungszeitpunkt gemessen werden. 

Bild 9 zeigt für die verschiedenen Gefügemodifikationen (vgl. Bild 6) die auf diese Weise abgeschätzten 

zu erwartenden relativen Lebensdauerwerte in Abhängigkeit von den auf die Anrisslastspielzahl 

bezogenen tatsächlichen relativen Lebensdauern. Die Güte der Anpassung kann mit Hilfe 

der resultierenden Streuung der berechneten Lebensdauerwerte gegenüber der Soll-Geraden, dem 

Betrag der relativen Standardabweichung des Erwartungswerts srel und dem Wert des Regressionskoeffizienten 

R beurteilt werden. 

Ähnlich wie bei den Ergebnissen der Interferenzlinienprofilanalysen in Bild 6 ist auch die Streuung 

der Lebensdauerwerte bei gleicher Oberspannung umso geringer, je weicher das Gefüge ist. Auch 

mit zunehmender Oberspannung werden die Streuungen kleiner. Naturgemäß wird die Zuverlässigkeit 

der Analyseergebnisse von der Anzahl der ermittelten Messwerte bestimmt. Der beschriebene 

Zusammenhang und die geringe Streuung bei der Modifikationen Feinkorn (180 HV) ist daher unter 

Berücksichtigung der relativ geringen Anzahl von Messwerten noch kritisch zu bewerten. 

Für eine statistisch abgesicherte Restlebensdauerprognose werden also Referenzdaten von einer 

hinreichend großen Anzahl Proben gleicher Gefügezustände benötigt. Wegen der Lastspannungs- 

- 70 - 

■ Probe zur Ermittlung 

des Regressionspolynoms: 

�3MA = a + b · Mmax 

+ c · Hcm + d · AMH 

+ e · Hcµ + f · µ�max 

∆ Referenzprobe, 

Anwendung des 

Polynoms zur 

Spannungsvorhersage 

Bild 8 Anwendung des Regressionspolynoms zur Spannungsvorhersage an einer 

Referenzprobe mittels magnetischer Kenngrößen.

- 71 - 

B4 


abhängigkeit der mikromagnetischen Parameter sollten dabei gleiche Lastzustände, d.h. gleiche 

Spannungsamplituden und Mittelspannungen von Referenzprobe und unbekanntem Werkstoffzustand 

bereitgestellt werden. 

In Bild 10 ist exemplarisch für die Gefügemodifikation Grobkorn (Gegenlage, 220 HV) das Ergebnis 

eines Versuches dargestellt, das entwickelte Regressionspolynom konkret für die Restlebensdauervorhersage 

einer Probe des gleichen Gefügezustandes heranzuziehen. Die Schnittpunkte der 

gestrichelten Linien mit der Abszisse in Bild 10 geben die berechneten Restlebensdauern an, die 

man erhält, wenn die nach verschiedenen Lebensdauerphasen (N/NA nach 13 %, 34 % und 68 % der 

Anrisslastspielzahl) gemessenen Kennwerte in das Polynom eingesetzt werden. Man erkennt, dass 

die Vorhersagegenauigkeit um so größer wird, je näher der Zeitpunkt, zu dem die mikromagnetischen 

Kenngrößen gemessen werden, bei der tatsächlichen Anrisslastspielzahl liegt. Alle prognostizierten 

Restlebensdauern liegen unterhalb des realen Wertes, sind also konservativ. 

Schweißsimulationsgefüge, 

N R, zfP = f (H cm , M max , H c� , � �max , A MH , IB MH , SW MH , k, H co ) +/- s rel 

N R, zfP / N A [-] 

N R, zfP / N A [-] 

1.0 

0.5 

0.0 

R = 0.92 

s = 0.12 

rel 

0.0 0.5 1.0 

1.0 

0.5 


N A = 1.07x10 5 


N A = 2.06x10 4 

0.0 

R = 1.0 

s = 0.037 

rel 

0.0 0.5 1.0 

N R, ist / N A [-] 

0.0 

R = 0.96 

s = 0.084 

rel 

0.0 0.5 1.0 

Bild 9 Mittels linearer Vielparameter-Regression mikromagnetisch ermittelte (NR, zfP) und auf 

die Anrisslastspielzahl NA bezogene Restlebensdauer schweißsimulierter Gefügezustände und 

des Grundwerkstoffs im Vergleich zur tatsächlichen Restlebensdauer. 

1.0 

0.5 

1.0 

0.5 


N A = 6.65x10 4 

GW, 190 HV 

N A = 5.8x10 3 

0.0 

R = 0.99 

s = 0.052 

rel 

0.0 0.5 1.0 

N R, ist / N A [-]

B4 


Eine in gleicher Weise durchgeführte Auswertung an einer Probe mit dem härteren Decklagengefüge 

(350 HV) führte allerdings noch nicht zum gleichen Ergebnis. Die Aussagesicherheit hängt 

somit offenbar von der Größe und der Reproduzierbarkeit der auftretenden Kenngrößenveränderungen 

im Ver-lauf der Probenlebensdauer ab, die, wie die vorgestellten Ergebnisse zeigen, eher bei 

weicheren Werkstoff-zuständen in Kombina-tion mit hohen Beanspruchungen diese Voraussetzung 

erfüllen. 

M [V] ; H [A/cm] ; 

IB [A /cm] ; SW [W /cm] ; a [mm] 

max cm 

N R, 3MA / N A [-] 

MH MH 

Aus Referenzmessung: N R, 3MA � A � B � M max � C � H cm � D �� max � ... 

14 

12 

10 

8 

6 

4 

2 

0 

1.0 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 


R = 0, � O = 550 MPa 

N A = 7.33x10 4 

(3) 

0.0 

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 

N R, ist / N A [-] 

Sollgerade 


WEZ-grob (Mod. II) 220 HV N = 47910 

B 

30000 35000 40000 

N [-] 

45000 50000 

Bild 11 3MA-Kenngrößen im Rissfortschrittsstadium. 

(2) 

(1) 

N � 0 

40 

35 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

- 72 - 

Lebensdauerabschätzung 

mit Regressionspolynom 

der Referenzprobe 

Prognosen: 

(1) nach N / N A = 0.13 

(2) nach N / N A = 0.34 

(3) nach N / N A = 0.68 

(N / N A = 1 � N R, ist / N A ) 

Bild 10 Anwendung des Regressionspolynoms einer Referenzprobe 

für die Lebensdauervorhersage einer unbekannten, aktuellen Probe 

der gleichen Gefügemodifikation. 

A [W/cm] 

MH 

Hcm 

Mmax 

IB_MH 

SW_MH 

Risslänge a 

A_MH 

Bild 11 zeigt den Verlauf 

verschiedener mikromagnetischerMessgrößen 

bei einer angerissenen 

Probe im 

Vergleich zur gemessenen 

Risslänge. 

Eine mehrparametrige 

Regression (Bild 12) 

führte auch für die Phase 

der stabilen Rissausbreitung 

zu einem 

relativ zuverlässigen 

Ergebnis, d. h. auch für 

die Rissfortschrittsphase 

erscheint die Anwendung 

der magnetischen 

Messmethode 

zweckmäßig.

a3MA [mm] 

2,5 

2 

1,5 

1 

0,5 

0 

a = f (M , H , A , IB , SW ) 

3MA max cm MH MH MH 

0 0,5 1 1,5 2 2,5 

a SOLL [mm] 

Bild 12 Anwendung der Multiparameter-Regression im Rissfortschrittsstadium. 

2.4.2 Überwachung und Lebensdauervorhersage bei Schweißverbindungen 

- 73 - 

R = 0,988 

s = 0,11 mm 

B4 


In Bild 13 sind an geschweißten Proben und am Ersatzbauwerk über der Lastspielzahl gemessene 

magnetische Parameter (Hcm und µ�max) vergleichend gegenübergestellt. Außer der bereits vorgestellten 

guten Erkennbarkeit des Anrisszeitpunktes zeigt sich bei den Schweißverbindungen keine 

so eindeutige Tendenz einer Abhängigkeit der magnetischen Parameter vom Ermüdungsstadium 

Mikromagnetische Messung an MAG V-Naht, 

Meßort Nahtübergang (Anriß) 

10 

Laborprobe, 

8 

� = 295 MPa, � = 105 MPa 

m a 

H cm [A/cm] 

H cm [A/cm] 

6 

4 

2 

8 

6 

4 

2 

0 

10 5 

Ersatzbauwerk, 

F max = 260 kN 

10 6 

N [-] 

10 7 

� �max [V] 

3 

2 

1 

2 

1 

0 

10 5 

Querrichtung 

Längsrichtung 

Bild 13 Mikromagnetisch bestimmte Parameter Koerzitivfeldstärke und 

Überlagerungspermeabilität im Nahtübergang einer MAG-geschweißten V-Naht in 

Bauteilprobe und Ersatzbauwerk unter zyklischer Beanspruchung 

� �max [V] 

10 6 

N [-] 

10 7

B4 


wie bei den Simulationsproben. Die einfache Übertragung der dort entwickelten Regressionspolynome 

zur Lebensdauervorhersage bei den geschweißten Proben und dem Ersatzbauwerk war daher 

bislang noch nicht erfolgreich. 

Die Gründe liegen einmal in der an den konkreten Verbindungen vorhandenen Gefügeinhomogenitäten. 

So ist eine Kalibrierung der Messgrößen bei den hier vorliegenden Gefügegradienten wesentlich 

erschwert. Zum anderen sind zwei andere wichtige Einflussgrößen, nämlich der vorhandene 

Makroeigenspannungszustand sowie die Kerbwirkung des Nahtübergangs, zu berücksichtigen. 

Insbesondere die Kerbwirkung erschwert die Bewertung. Bei den Simulationsproben hatte sich 

gezeigt, dass die Zuverlässigkeit der anhand der magnetischen Parameter berechneten Lebensdauer 

in weicheren bzw. feinkörnigeren Gefüge zunimmt, grobkörniges Gefüge hingegen zu ungenaueren 

Ergebnissen führt. Aufgrund der dominanten Kerbwirkung am Nahtübergang treten aber bei den 

Schweißverbindungen die Bruchausgänge nahezu ausschließlich an diesen Stellen auf. Die aufgrund 

der geometrischen Gegebenheiten bestehenden Schwierigkeiten der Messwerterfassung durch 

die verminderte Aufsetzgenauigkeit des Sensors konnten durch eine zwischenzeitlich erfolgte 

Optimierung der Sensorgeometrie zum Teil behoben werden, doch ist das Problem der geringen 

Sensitivität des dort vorliegenden grobkörnigen Gefüges noch nicht befriedigend gelöst. 

Bild 14 zeigt die Ergebnisse der Schwingversuche an geschweißten Proben und die daraus berechneten 

Wöhlerlinien im Vergleich zu den Ergebnissen der Schwingversuche an Ersatzbauwerken. 

Werden die Proben bei einem nominal gleichen Spannungsverhältnis wie die Ersatzbauwerke R � 0 

beansprucht, so weisen die Proben eine deutlich höhere Schwingfestigkeit als die Bauteilproben 

auf. Werden die Proben hingegen mit einem Spannungsverhältnis von R � 0.5 beansprucht, so stellen 

sich Schwingfestigkeiten wie beim Ersatzbauwerk ein. In diesem Verhalten spiegelt sich das 

Problem wieder, dass bei Schweißkonstruktionen die Bewertung des kombinierten Mittel- und Ei- 

Nennspannungsamplitude � a,n 

300 

280 

260 

240 

220 

200 

180 

160 

140 

120 

100 

80 

10 4 

MAG-V-Hand 

10 5 

R = 0, Probe Ersatzbauwerk 

R = 0.5, Probe 

� V, Mises im Ersatzbauwerk 

(mit Eigenspannungen nach N = 1) 

- 74 - 

10 6 

Schwingspielzahl N A 

S = 145 MPa 

A 

Probe R = 0 

S A = 97 MPa 

10 7 

Probe R = 0.5 

Bild 14 Vergleich der Schwingfestigkeit von Proben und Ersatzbauwerk und 

berechnete Wöhlerlinien nach [KÖTTGEN 1992 und ANTHES 1993].

- 75 - 

B4 


genspannungseinflusses auf die Schwingfestigkeit nach wie vor nicht vollständig geklärt ist. Bislang 

geht man vielfach davon aus, dass große geschweißte Konstruktionen immer Eigenspannungen 

in Höhe der Streckgrenze des Grundwerkstoffs enthalten, die wie Mittelspannungen wirken und 

demnach eine weitgehende Mittelspannungsunempfindlichkeit vorausgesetzt wird. Nach dem Eurocode 

3 ist somit allein die Spannungsschwingbreite lebensdauerbestimmend („��Konzept“). Die 

unterschiedliche Wirkungsweise von Eigen- und Mittelspannungen wird dabei ebenso außer acht 

gelassen wie die Möglichkeit, dass die Eigenspannungszustände von Proben und Bauteilen oft 

wesentlich geringere Unterschiede aufweisen, als dies ohne Berücksichtigung von Messergebnissen 

� ES 

V [MPa] 

� V, Mises [MPa] 

1000 

800 

600 

400 

200 

1000 

800 

600 

400 

200 

MAG-V-Naht, Ausgangszustand - unbelastet 

Probe 

Großbauteil 

Schweißnaht 

0 

-30 -20 -10 0 10 20 30 

Abstand von der Nahtmitte [mm] 

MAG-V-Naht, nach Belastung 

Probe, 350 MPa 



Großbauteil, 300 kN 

Schweißnaht 

0 

-30 -20 -10 0 10 20 30 

Abstand von der Nahtmitte [mm] 

Bild 15 Vergleichsspannungen nach v. MISES im 

Nahtbereich im Ausgangszustand und bei verschiedenen 

Probenlastspannungen im Vergleich zum belasteten und 

Großbauteil. 

vermutet wird. Damit wird 

verständlich, dass die Anwendung 

des ��Konzepts 

nicht zwangsläufig zu konsistenten 

Ergebnissen führt, was 

sich anhand eines Vergleichs 

der hier untersuchten bei R � 0 

geprüften Proben mit den Ergebnissen 

der Bauteilversuche 

verdeutlichen lässt. So liegt die 

Dauerfestigkeit der bei R � 0 

geprüften vergleichbaren Laborproben 

mit SA � 145 MPa (Bild 

14) trotz gleicher Nahtausführung 

deutlich über der Dauerfestigkeit 

der Großbauteile 

selbst (SA � 100 MPa). Diese 

Diskrepanz ist nicht allein mit 

unterschiedlichen Ausgangseigenspannungszuständen 

zu begründen 

(vgl. Bild 14), sondern 

muss anhand von Bild 15 mit 

dem Abbauverhalten der Eigenspannungen 

und den sich daraus 

ergebenden veränderten Beanspruchungsbedingungen 

erklärt 

werden. Diese lassen sich anhand 

der Vergleichsspannungen 

charakterisieren, die sich nach 

dem quasistatischen Eigenspannungsabbau 

während des ersten 

Lastwechsels aus den stabilen 

Eigenspannungen und den Lastspannungen 

ergeben.

B4 


Bei einer einheitlichen Spannungsamplitude (in diesem Fall ��a = 143 MPa) stellen sich im 

Nahtübergang von Probe und Bauteil vergleichbare Beanspruchungszustände, d.h. eine einheitliche 

obere Vergleichsspannung, nicht bei R = 0 (Oberspannung �� = 330 MPa), sondern erst dann ein, 

wenn die Probe mit R = 0.5 (Oberspannung �� = 430 MPa) beansprucht wird. Werden die in Bild 

15 dargestellten Vergleichsspannungen im Nahtübergang als Oberspannungen in das örtliche 

Konzept nach [ANTHES 1993] eingesetzt, so ergebt sich nicht nur eine relativ gute Übereinstimmung 

zwischen den berechneten und den experimentell ermittelten Anrisslastspielzahlen im 

Großbauteil. Auch mit den unter der Beanspruchung R = 0.5 für die Proben experimentell 

ermittelten Bruchlastspielzahlen sowie mit den rechnerisch bestimmten Proben- 

Anrisslastspielzahlen stimmen dann die Werte für das Ersatzbauwerk gut überein (Bild 14). 

Ein analoges Ergebnis wurde bereits früher u.a. von [OHTA 1997] beobachtet, konnte aber 

aufgrund fehlender Eigenspannungsmessungen nicht schlüssig begründet werden. Der dort 

gemachte Vorschlag, Wöhlerversuche mit einer Oberspannung �� = Re durchzuführen, führte hier 

zu keinem relevanten Unterschied in den rechnerisch bestimmten Anrisslastspielzahlen, wie Bild 14 

verdeutlicht. 

Wesentliche Unterschiede zwischen Bauteil und Probe bestehen vor allem in der Höhe der in Bild 

15 dargestellten Ausgangs-Vergleichseigenspannungen im Grundwerkstoff (in der Literatur oftmals 

als „globale Eigenspannungen“ bezeichnet). Diese allein sind aber für die Schwingfestigkeit 

offensichtlich von untergeordneter Bedeutung, da die Bruchausgänge ausschließlich am 

Nahtübergang anzutreffen sind. 

Die vorgestellten Ergebnisse lassen folgende Möglichkeiten für eine Lebensdauervorausbestimmung 

von einstufig schwingbeanspruchten Großbauteilen als erfolgsversprechend 

und zur weiteren Überprüfung geeignet erscheinen: 

� Lebensdauerberechnung für das Großbauteil nach dem örtlichen Dehnungskonzept von 

[KÖTTGEN 1992] unter Verwendung der Vergleichsspannungen, die sich mit den nach einem 

Lastwechsel in der Nahtübergangszone des Großbauteils gemessenen Eigenspannungen ergeben. 

Die zur Anwendung des örtlichen Konzeptes benötigten Dehnungswöhlerlinien können mit Hilfe 

der in Tabelle 1 aufgeführten mechanischen Werkstoffeigenschaften der WEZ abgeschätzt 

werden. Die Berechnung der Kerbwirkungszahl ist dabei über eine Auswertung von 

Nahtprofilschrieben und der Beziehung nach [ANTHES 1993] unter Verwendung des 

Ersatzmikrokerbradius r' = 1 mm sowie der Stützziffer nach Peterson möglich. 

� Zusätzliche Kontrolle der Ergebnisse anhand der Bruch- oder Anrisslastspielzahlen, die sich bei 

Schwingversuchen mit gleichartig geschweißten Laborproben unter einer Beanspruchung 

ergeben, die in den Vergleichsspannungswerten mit denen des Großbauteils so gut wie möglich 

übereinstimmt (Wahl der Oberspannung bzw. des R-Wertes). 

Für beide Möglichkeiten sind die Eigenspannungszustände an den Nahtübergängen als wichtige 

Kenngröße zu ermitteln. 

- 76 -

- 77 - 

B4 


2.5 Vergleich mit Arbeiten außerhalb des SFB und Reaktionen der wissenschaftlichen 

Öffentlichkeit auf die eigenen Arbeiten 

Im Laufe des Berichtszeitraumes sind einige Veröffentlichungen erschienen, die die Anwendung 

magnetischer Verfahren zur Charakterisierung der Werkstoffermüdung beschreiben [LINDGREN 

2003], [LO 1999], [BŁACHNIO 2001], [PALIT SAGAR 2002]. Es ist allerdings bei noch relativ 

geringer Erfahrung auf diesem Gebiet schwer zu beurteilen, inwiefern diese Ergebnisse, die mit 

unterschiedlichen Magnetisierungsverfahren und entsprechenden Sensoren an verschiedenen Werkstoffen 

ermittelt wurden, untereinander vergleichbar sind. Einen Überblick bisheriger Untersuchungen 

zum Einfluss zyklischer Beanspruchungen ferromagnetischer Werkstoffe auf das magnetische 

Barkhausenrauschen ist in [LINDGREN 2003] dargestellt. Die eigenen Ergebnisse [LACHMANN 

1998b], die einen Zusammenhang der Änderung der Barkhausenrauschamplitude und dem Eigenspannungsabbau 

unter zyklischer Belastung zeigten, werden hier in Zusammenhang mit anderen 

Ergebnissen gebracht, die eine Korrelation der Barkhausenrauschamplitude mit Wechselver- und 

entfestigungen, der Fehlstellendichte und der Versetzungsdichte untersuchen. Die teils kontroversen 

Verläufe der Barkhausenrauschamplitude unter Ermüdungsbeanspruchung konnten mit einer Fehlinterpretation 

der Ergebnisse begründet werden. 

Aus den Ergebnissen von [CHEN 1994] geht hervor, dass die Kenngrößen Koerzitivfeldstärke und 

Remanenz zur Lebensdauervorhersage verwendet werden können, da eine logarithmische Korrelation 

dieser magnetischen Kenngrößen mit der Lastwechselzahl besteht. Dabei wurde allerdings der 

Prüfkörper mit einer umfassenden Spule magnetisiert. Die Möglichkeit zur Anwendung dieses Verfahrens 

für die Lebensdauervorhersage knüpft [CHEN 1994] an die Kalibrierung mittels eines alternativen 

zerstörungsfreien Prüfverfahrens zur Bestimmung der Bruchlastspielzahl, da die Ergebnisse 

sich lediglich auf die Untersuchung der Schadensakkumulation beziehen und keine Aussage über 

den Absolutwert im Ausgangszustand der unbeanspruchten Probe liefern. 

Die Untersuchungen an einem zyklisch beanspruchten ferritischen Chromstahl von [BŁACHNIO 

2001] beziehen sich ebenfalls auf die Beschreibung der nichtlinearen Änderungen der magnetischen 

Kenngröße Barkhausenrauschen mit der Lastwechselzahl, die anhand von transmissions- und rasterelektronenmikroskopischen 

Untersuchungen auf mikrostrukturelle Veränderungen (Änderungen 

der Korngröße, die Struktur der Versetzungsanordnung und der Fehlstellenverteilung) zurückgeführt 

werden. Dieser nichtlineare Zusammenhang wird auch von [PALIT SAGAR 2002] beschrieben, 

die direkt den einzelnen Stadien der Schädigung (Versetzungsstruktur, Persistente Gleitbänder, 

Ex-/Intrusionen) eines kohlenstoffarmen Stahls eine signifikante Änderung der Barkhausenrauschamplitude 

zuordnen konnten. Die generelle Möglichkeit der Anwendung des magnetischen Verfahrens 

zur Charakterisierung der Ermüdung ferromagnetischer Werkstoffe und zur Lebensdauervorhersage 

wird durch diese Veröffentlichungen bestätigt und die eigenen Untersuchungen nutzen dabei 

noch den Vorteil der Erfassung mehrer Kenngrößen mit unterschiedlichem Informationsgehalt. 

Die Untersuchung von Schweißverbindungen mittels magnetischer Verfahren beschränkt sich derzeit 

auf die Qualitätssicherung mittels zerstörungsfreier prozessintegrierter Überwachung im Fertigungsprozeß. 

So wurden von [OBERBECK-SPINTIG 2000] die physikalischen Feinblecheigenschaften 

und deren Änderung beim Fügen zur Tailored Blank Herstellung benutzt. Die Multiparameteranalyse 

wird hierbei zur Härte-, Gefüge- und Eigenspannungsbestimmung auf die magnetischen 

Kenngrößen angewendet.

B4 



Die dargestellten Ergebnisse zeigen, dass die lineare Multiparameter-Regressionsanalyse ein gutes 

Werkzeug zur Lebensdauervorhersage mittels mikromagnetischer Messgrößen darstellt. Im Verlauf 

der nächsten Förderperiode ist allerdings der Frage nachzugehen, welche Randbedingungen eine 

Verbesserung der Vorhersagegenauigkeit und der Übertragbarkeit auf geschweißte Laborproben 

bzw. auf das Ersatzbauwerk ermöglichen. Dabei ist der von [BŁACHNIO 2001] und [CHEN 1994] 

beschriebene nichtlineare Verlauf magnetischer Kenngrößen unter Ermüdungsbeanspruchung zu 

berücksichtigen, und auch die Nahtgeometrie geschweißter Proben muss (eventuell als offset) in das 

Verfahren der Multiparameter - Regression eingehen. 

Eine erweiterte Nutzung der an Laborproben ermittelten Lebensdauerwerte zur adaptiv verbesserten 

Lebensdauerprognose bei Bauwerken muss berücksichtigen, dass durch die große Starre der Einspannung 

der Schweißnaht im Ersatzbauwerk sowohl die belastungsbedingten Beanspruchungen als 

auch die schweißbedingten Eigenspannungen bedeutsame Unterschiede gegenüber den Laborproben 

aufweisen. Verbesserten Aufschluss über unterschiedliche Verhältnisse an Proben und Bauteilen 

können einerseits tiefenaufgelöste Eigenspannungsbestimmungen liefern und andererseits bisher 

nicht durchgeführte Beobachtungen der Eigenspannungsveränderungen unter Schwingbeanspruchung. 

Eigenspannungen in verschiedenen Tiefen unter der Oberfläche sind sowohl röntgenographisch 

erfassbar und können als Referenzwert für eine tiefenaufgelöste mikromagnetische 

Eigenspannungsbestimmungen dienen. Eine besondere Aufgabe wird die Erprobung dieser Methodik 

zur Lebensdauervorhersage bei Betriebsbeanspruchungen sein. 

2.7.1 Literatur 

ANTHES, R.J., KÖTTGEN, V.B., SEEGER, T., 1993: Kerbformzahlen von Stumpfstößen und Doppel-T-Stößen. 

Schweißen und Schneiden 45 (1993), 685 

BERGSTRÖM, J.; ERICSSON, T. 1987: Shot Peening, H. Wohlfahrt (Hrsg.) Proc. 3 rd Int. Conf. 

Shot Peening (ICSP-3), DGM Informationsgesellschaft (1987), 221. 

BŁACHNIO, J.; DUTKIEWICZ, J.; SALAMON, A. 2001: The effect of cyclic deformation in a 

13% Cr ferritic steel on structure and Barkhausen noise level. Materials and Science and Engineering 

A323 (2002) 83. 

CHEN, Z. J.; JILES, D. C.; KAMEDA, J. 1994: Estimation of fatigue exposure from magnetic coercivity. 

J. Appl. Phys. 75 (1994) 6975. 

DELHEZ, R.; DE KEIJSER, T. H.; MITTEMEIJER, E. J. 1982: Determination of Crystallite Size 

and Lattice Distortions through X-Ray Diffraction Line Profile Analysis. Fresenius Z. Anal. Chemie 

312 (1982), 1. 

EIFLER, D. 1985: Zusammenhang zwischen Mikrostruktur und Schwingfestigkeitsverhalten von 

Stählen. In D. Munz (Hrsg.): Ermüdungsverhalten metallischer Werkstoffe, DGM Informationsgesellschaft-Verlag, 

Oberursel 1985. 

GURNEY, T.R. 1979: Fatigue of Welded Structures, Cambridge University Press (1979). 

LINDGREN, M.; LEPISTÖ, T. 2003: Effect of cyclic deformation on Barkhausen noise in a mild 

steel. NDT & E International 36 (2003) 401. 

- 78 -

- 79 - 

B4 


LO, C. C. H.; TANG, F.; SHI, Y.; JILES, D. C.; BINER, S. B. 1999: Monitoring fatigue damage in 

materials using magnetic measurement techniques. J. Appl. Phys. 85 (1999) 4595. 

NITSCHKE-PAGEL, TH.; WOHLFAHRT, H 2001: Eigenspannungsabbau in zügig und zyklisch 

beanspruchten Schweißverbindungen. Z. Metallkd. 92 (2001); 860. 

MECKING, H.; KOCKS, U. F. 1981: Acta Metall. 29 (1981), 1865. 

OBERBECK-SPINTIG, I. 2000: Einsatz der Barkhausenrauschanalyse zur zerstörungsfreien Eigenschaftsprüfung 

geschweißter Feinbleche. Diss. Uni Hannover 2000 

OHTA, A.; SUZUKI, N; MAEDA, Y. 1997: Proc. Int. Conf. On Performance of Dynamically 

Loaded Welded Structures, Welding Research Council, New York (1997), 108. 

PALIT SAGAR, S.; PARIDA, N.; KUMAR, P., DAS, S.; DOBMANN, G.; BHATTACHARYA, 

D. K. 2002: Online monitoring of High Cycle Fatigue in Mild Steel by Magnetic Barkhausen Emission 

Technique. Presented at NDE2002, to predict. Assure. Improve. Abstract : www.nde2002.org, 

Chennai, 05.-07.12.2002 

WEISS, V. 1987: Residual Stresses in Science and Technology, V. Hauk and E. Macherauch 

(Hrsg.), DGM Informationsgesellschaft, Oberursel, 41. 

2.7.2 Veröffentlichungen des TP B4 

Beiträge zu Proceedings: 

LACHMANN, C., NITSCHKE-PAGEL, TH., WOHLFAHRT, H., 1998b: Characterization of the 

Fatigue of Cyclically Loaded Welded Joints by Micromagnetic Testing and X-Ray Diffraction. Proc. 

of the 1 st International Conference on Barkhausen Noise and Micromagnetic Testing, Hannover 

1998, Publ. Stresstech-Oy, Finnland, 101-109. 

LACHMANN, C., NITSCHKE-PAGEL, TH., WOHLFAHRT, H., 1999a: Characterization of Microstructural 

Changes in Fatigue Loaded Welded Joints by X-Ray Diffraction and Micromagnetic 

Testing Methods. Proceedings of the International Welding Conference, New Delhi 1999 

LACHMANN, C., NITSCHKE-PAGEL, TH., WOHLFAHRT, H., 1999b: Nondestructive Characterization 

of Fatigue Processes in Cyclically Loaded Welded Joints by the Barkhausen Noise 

Method. Structural Health Monitoring 2000, Proceedings of the 2 nd International Workshop on 

Structural Health Monitoring, Stanford University 2000, Technomic, 327-336 

LACHMANN, C., NITSCHKE-PAGEL, TH., WOHLFAHRT, H., 2000a: Characterization of Residual 

Stress Relaxation and Microstructural Changes in Fatigue Loaded Welded Joints by X-ray 

Diffraction and Barkhausen Noise Method. Proceedings of the 5 th European Conference on Residual 

Stresses, Delft, 1999, Trans Tech Publications, 374-379 

LACHMANN, C., NITSCHKE-PAGEL, TH., WOHLFAHRT, H., 2000b: Nondestructive Characterization 

of Residual Stress Relaxation and Fatigue Processes in Cyclically Loaded Welded Joints. 

Proceedings of the 6 th International Conference on Residual Stresses, Oxford, IOM Communications, 

London, UK, 1400-1407

B4 


LACHMANN, C., NITSCHKE-PAGEL, T., WOHLFAHRT, H., 2000c: Verbesserung der Lebensdauervorhersage 

von Schweißverbindungen mittels zerstörungsfreier Prüfverfahren. DVS-Berichte 

Band 209, Große Schweißtechnische Tagung 2000, DVS-Verlag GmbH, Düsseldorf, 175-180 

NITSCHKE-PAGEL, TH., WOHLFAHRT, H., 2000: Residual Stress Relaxation in Welded High 

Strength Steels under Different Loading Conditions. Proceedings of the 6th International Conference 

on Residual Stresses. Oxford, IOM Communications, London, UK, 1495-1502 

LACHMANN, C., NITSCHKE-PAGEL, T., WOHLFAHRT, H., 2001: Possibilities for Improving 

the Life Cycle Prediction of Welded Joints by Nondestructive Methods. Konferenzband Kolloquium 

Prof. Schwalbe: The Life of a Crack: Initiation – Growth – Fracture. GKSS Research Center 

Geesthacht 2001, 1-9 

WOHLFAHRT, H., BRINKMANN, D., 2001: Consideration of Inhmogeneities in the Application of 

Deformation Models, Describing the Inelastic Behaviour of Welded Joints. DFG – Plasticity of 

Metals, Final Report of the Collaborative Research Centre 319. Wiley-VCH 2001, 361 - 383 

Beträge zu Zeitschriften und Büchern: 

LACHMANN, C., NITSCHKE-PAGEL, TH., WOHLFAHRT, H., 1998a: Charakterisierung des 

Ermüdungszustandes in zyklisch beanspruchten Schweißverbindungen durch röntgenographische 

und mikromagnetische Kenngrößen. Zeitschr. Materialwissenschaft und Werkstofftechnik, 11 

(1998), 686-693 

NITSCHKE-PAGEL, TH., WOHLFAHRT, H., 1999: Einfluß von Eigenspannungen auf die 

Schwingfestigkeit geschweißter Feinkornstähle. Eigenspannungen und Verzug durch Wärmeeinwirkung, 

DFG-Forschungsbericht, Weinheim, Wiley-VCH 1999, 291-308 

LACHMANN, C., NITSCHKE-PAGEL, TH., WOHLFAHRT, H., 1999c: Zum Einfluß von Eigenspannungen 

und Mikrostruktur auf die Kaltrißneigung hochfester Stähle. Eigenspannungen und 

Verzug durch Wärmeeinwirkung, DFG-Forschungsbericht, Weinheim, Wiley-VCH 1999, 253-269 

RITTER, R., WOHLFAHRT, H., ZHANG, F., 1999: Werkstoff-, Verfahrens- und Geometrieeinflüsse 

auf den schweißbedingten Verzug. Eigenspannungen und Verzug durch Wärmeeinwirkung, 

DFG-Forschungsbericht, Weinheim, Wiley-VCH 1999, 202-232 

LACHMANN, C., NITSCHKE-PAGEL, T., WOHLFAHRT, H., 2003: Bedeutung von Eigenspannungsabbau 

und mikrostrukturellen Veränderungen für die Lebensdauervorhersage schwingbeanspruchter 

Schweißverbindungen. Zeitschrift für Metallkunde 94 (2003), 640 – 648 

Dissertationen: 

BRINKMANN, D., 2000: Beitrag zur experimentellen und numerischen Verformungsanalyse von 

Schweißverbindungen. Dissertation, TU Braunschweig. 2000 

LACHMANN, C., 2003: Einfluss von Eigenspannungsabbau und mikrostrukturellen Veränderungen 

auf die Lebensdauervorhersage schwingbeanspruchter Schweißverbindungen. Diss. TU Braunschweig 

2003, Forschungsberichte des Instituts für Schweißtechnik Nr. 8, Shaker-Verlag Aachen, 

ISBN 3-8322-1726-6 

- 80 -

Analyse der biologischen und 

chemischen Reaktionsprozesse in Deponien 

Dr. Andreas Haarstrick 

Prof. Dr.-Ing. Dietmar C. Hempel 


- 81 - 

B5 

Haarstrick, Hempel 

Durch die biologischen Aktivitäten ist der Abfallkörper ständigen Veränderungen unterworfen, 

woraus unterschiedliche innere dynamische Strukturen entstehen können, die z.B. die Struktur und 

damit auch das mechanische Abfallverhalten beeinflussen. Die durch die physikalischen, chemischen 

und biologischen Prozesse resultierenden Belastungen des Deponiekörpers sind in Tab. 2.1-1 

aufgelistet. Diese Belastungen sind Teil des Risikopotentials eines Deponiebauwerks und werden 

zum Teil durch die Art und Weise bestimmt wie eine Deponie betrieben wird. 

Grundsätzlich sind Siedlungsabfallkörper vergleichbar mit teilkontrollierbaren Bioreaktoren, die 

immobilisierte Biomasse enthalten. Die Aktivität der Biomasse führt zu Emissionen über die Gasund 

Sickerwasserphase mit zurückbleibenden Veränderungen in der Zusammensetzung des organischen 

Massenanteils im Abfall und in der Abfallstruktur. 

Tab. 2.1-1: Belastungen durch physikalische, chemische und biologische Prozesse. 

� Emission von Sickerwasser (Qualität und Quantität) 

� Emission von Deponiegasen (Qualität und Quantität) 

� Hohe vertikale und horizontale Spannungen durch das Eigengewicht des 

Abfallkörpers und äußere Zusatzlasten 

� Große Verformungen des Abfallkörpers 

� Migration und Ausbreitung von Problemstoffen 

� Wärmeentwicklung (hohe Temperaturen) 

Bisherige Modellvorstellungen über das Abfallverhalten und langfristige Emissionen stützten sich 

lediglich auf Summenparameter und betrachten den „Systembereich“ Deponie als Black Box. Gezielte 

Untersuchungen, die auch die innere Struktur und milieuabhängige, biokinetische Prozesse 

berücksichtigen, sind hauptsächlich in den letzten Jahren durchgeführt worden [EL-FADEL et al., 

1996a, b, c; SUK et al., 2000; WHITE et al., 2001]. Diese Modelle wurden jedoch nur unzureichend 

validiert und es fehlten hinreichend genaue Formulierungen über die Anhängigkeit der Reaktionsprozesse 

von den Milieuparametern. 

Auf der Grundlage von Studien und Recherchen über biologische und chemische Umsetzungs- und 

Abbaureaktionen in Abfällen, Böden und Klärschlämmen wurde ein Reaktionsmodell entwickelt, 

das grundlegende Reaktionsprozesse auf der Basis kinetischer Veränderungen und thermo-dynamischer 

Gleichgewichte beinhaltet. 

Die bisher verfügbaren Modelle zur Vorhersage der Qualität und Quantität von Emissionen über die 

Gas- und Sickerwasserphase sowie zur Vorhersage des Zeitpunktes der Stabilisierung des Abfalls 

im Deponiekörper sind gegenwärtig noch unzureichend und scheitern insbesondere an der ungenauen 

Kenntnis der Mechanismen, die die Bioverfügbarkeit organischer Verbindungen im Deponiekörper 

und damit auch die biologischen und chemischen Abbauprozesse steuern.

B5 


Zur Erarbeitung eines relativ genauen Modells ist es daher notwendig, zunächst die Zusammenhänge 

der chemischen und biologischen Reaktionsprozesse zu klären, die das Emissionsverhalten 

und die biologische Stabilität einer Siedlungsabfalldeponie bestimmen. Dazu ist es erforderlich, 

umfang-reiche analytische Kenndaten von Siedlungsabfalldeponien zu erheben und diese Daten als 

Grundlage für den Aufbau eines Simulationsprogramms zu nutzen. Hierbei werden auf der Grundlage 

von Vorgaben mit Hilfe des Simulationsmodells experimentelle Untersuchungen durchgeführt 

und zur Validierung des Modells genutzt. Das Ziel ist es, sowohl die lokalen biologischen und chemischen 

Reaktionsschritte als auch das Emissionsgeschehen unter dem Einfluss lokal verschiedener 

Milieufaktoren im Abfall hinreichend genau zu beschreiben und in Konzepte zur Bauwerksüberwachung 

(Monitoring) einfließen zu lassen. 

Darüber hinaus ist mit der Entwicklung und Zuschärfung der biologischen und chemischen Reaktionsmodelle 

sowie der Optimierung der Berechnungsalgorithmen in diesem Teilprojekt in integrativer 

Weise das Ziel des Sonderforschungsbereiches „Bauwerksüberwachung“ verbunden, den noch 

unbeantworteten Fragen der Sicherstellung und Zuverlässigkeit von Deponiebauwerken nachzugehen 

und mit Hilfe adaptiver Modelle, Prognosen über die Funktionssicherheit und das Langzeitemissionspotential 

zu erstellen. 


2.2.1 Modellkonzept 

Ziel bei der Entwicklung des lokalen Modells ist es, genauere Aussagen über die Dauer von Gasemissionen 

und organischen Belastungen im Sickerwasser einer Deponie zu erhalten und in ein 

Konzept zur Bauwerksüberwachung zu integrieren. In das Modell wurden eine Reihe von biologischen, 

chemischen und physikalischen Prozessen eingearbeitet, die auch zum überwiegenden Teil 

durch experimentelle Untersuchungen bereits verfeinert und validiert werden konnten 

[HAARSTRICK et al., 2001; NARANJO et al., 2002; MEIMA et al., 2002]. 

Der aktuelle Entwicklungsstand des lokalen Reaktionsmodells lässt sich zusammenfassend mit der 

allgemeinen Differentialgleichung (Gl. 2.2.1-1) für eine auf lokaler Ebene zeitlich abhängigen 

Komponente und der allgemeinen Modellstruktur nach Abb. 2.2.1-1 beschreiben: 

s� � s �M 

�R 

� �f 

�f 

� sˆ 

(2.2.1-1) 

(s) 

fTemp pH Wasser 

In Gleichung 2.2.1-1 stellen s die Komponentenmatrix, M die Koeffizientenmatrix, R(s) die Reaktionsmatrix, 

ftemp den Temperaturfaktor, fpH den pH-Faktor, fWasser den Wasserfaktor und sˆ einen 

Quellen- und Senkenterm (z.B. zur Beschreibung von Stoffübergängen) dar. 

Die Komponentenmatrix in Abb. 2.2.1-1 enthält die Konzentrationen der organischen und anorganischen 

Komponenten im Feststoffabfall, im Sickerwasser und in der Gasphase. Sowohl der Einfluss 

von chemischen Reaktionsprozessen auf die aktuellen Konzentrationen der Komponenten als auch 

der aktuelle pH-Wert werden über thermodynamische Gleichgewichtsreaktionssysteme berechnet. 

Die Konzentrationsangaben beziehen sich jeweils auf das Repräsentative Einheits-volumen (REV). 

Physikalische Parameter wie Porosität, Abfalldichte und die verschiedenen Volumenfraktionen 

(Biomasse, Wasser, Gas, organische Stoffe, inerte Feststoffe) werden ebenfalls auf der Basis der 

Komponentenmatrix berechnet. 

- 82 -

Temperatursystem 

�, �, k H , b = f(Temp) 

Wärmeentwicklung 

�H �H R 

Komponentensystem 

(Feststoff-, Wasser- und Gasphase) 

�, �, k kH, H, b = f(H f(H2O) 2O) 

Prozessmatrix 

Stöchiometrie 

�� i 

Reaktionssystem 

(Grundreaktionsgleichungen) 

- 83 - 

�, �, k H , b = f(pH) 

pH-System 

(Pufferkapazität) 

Stoffübergang 

(Gas-/Flüssigphase) 

Abb. 2.2.1-1: Allgemeine Modellstruktur 

(�: spezifische Wachstumsrate, kH: spezifische Hydrolyserate, 

b: Absterberate, ν: stöchiometrischer Koeffizient, �HR: Reaktionsenthalpie) 

B5 


Die Koeffizientenmatrix enthält die stöchiometrischen Reaktionskoeffizienten der Abbaureaktionen. 

Der Abbau von organischen Feststoffen bis zum Kohlendioxid, Methan, Schwefelwasserstoff 

und Wasser ist in mehrere Reaktionsschritte und Folgereaktionen unterteilt. Diese Strukturierung 

der Reaktionssysteme erlaubt die Segregation von Deponien. Dieses bedeutet, dass im „Reaktionssystem“ 

Deponie gekoppelte Reaktionsprozesse lokal getrennt und individuelle Milieueinflüsse auf 

diese Prozesse genauer untersucht werden können. Dazu gehören beispielsweise auch Wechselwirkungen 

(Sorptionsprozesse) von Reaktionszwischenprodukten mit der Feststoffabfallmatrix. Projiziert 

auf das Deponieverhalten beschreibt das mechanistische biologische, chemische und physikalische 

Modell grundsätzlich nur die lokalen Reaktionsvorgänge, aber nicht den Transport oder das 

Deponieverhalten insgesamt. Bei auftretenden Inhomogenitäten im Systemraum können die daher 

auch nur lokal formuliert werden. Eine globale Erfassung erfordert die Kopplung von lokalen Reaktionsprozessen 

mit Transportprozessen und numerische Methoden zur integrativen Lösung über 

das Gesamtsystem (Verknüpfung mit dem Teilprojekt B6, Dinkler/ Ahrens). 

Über die Reaktionsmatrix und den Monod-Kinetiken im lokalen Modell werden die aktuellen Reaktionsraten 

der Abbauvorgänge berechnet. Die aktuellen Reaktionsraten sind abhängig von den 

Komponentenkonzentrationen, so dass darüber Substratlimitierungen und/oder Inhibierungen der 

biologischen Aktivität erfasst werden können. Über den Temperaturfaktor, den pH-Faktor und den 

Wasserfaktor werden diese Milieueffekte in ihrer Einflussnahme auf die Reaktionsraten beschrieben. 

Die durch die Gl. 2.2.1-2 bis 2.2.1-4 definierten Funktionen nehmen Funktionswerte zwischen 

0 und 1 an. Das Modell berücksichtigt darüber hinaus auch Änderungen der Temperatur, des pH 

und des Wassergehalts, die durch lokale biologische und chemische Reaktionen verursacht werden. 

f � 

f 

2 

temp � exp � (κ (Takt 

Topt 

)) 

(2.2.1-2) 

pH 

K pH 

� (2.2.1-3) 

pH pHopt1 

pH 

akt 

opt2 pHakt 

(K � (10 /10 �10 

/10 � 2) 

pH 

f WG 

akt 

� a � WG � b 

(2.2.1-4) 

In den Gl. 2.2.1-2 bis 2.2.1-4 repräsentiert der Index akt die aktuellen Milieuwerte und der Index

B5 


opt die optimalen Milieuwerte für die Mikroorganismen, wobei opt1 und opt2 die Temperaturoptima 

im mesophilen bzw. thermophilen Bereich berücksichtigt (T ist die Temperatur, KpH , a und b 

sind Konstanten und WG ist der Wassergehalt). 

Die in der zweiten Förderungsperiode erstellten Erweiterungen und Verfeinerungen des Reaktionsmodells 

im Vergleich zu der ersten Förderungsperiode sind in Tab. 2.2.1-1 nochmals zusammengefasst. 

Tab. 2.2.1-1: Auflistung der Erweiterungen und Verfeinerungen des Reaktionsmodells. 

PROGRAMMTEIL ALTES MODELL ERWEITERTES MODELL 

Allgemein Rechengeschwindigkeit ist noch relativ langsam. Rechengeschwindigkeit ist jetzt erheblich größer (>10-fach) durch eine 

Optimierung der Datencodes und "softwaremäßige" Reduzierung der 

Reaktionskomponenten . 

Thermodynamisches 

System 

Physikalische Parameter 

(Porosität, Dichte) 

Biochemisches 

Reaktionssystem 

Eingabedatei stellt überwiegend Variablen zur Verfügung und 

noch wenige Modellkonstanten. 

Das Modell berechnet Komponentenkonzentrationen (z.B. 

Nährstoffe, Gase oder Biomassen), pH und Temperatur 

pH-Berechnung über die Ionenbilanz und 

das CaCO 3(s) Gleichgewicht. 

- 84 - 

Alle Variablen und Modellkonstanten sind jetzt über die Eingabedatei 

zugänglich. 

Das Modell berechnet die Komponentenkonzentrationen in kg.m -3 

Abfall und 

kg m -3 

gesätt. Porenvol., es beinhaltet zusätzlich den Einfluss der Porosität, des 

Wassergehalts und erweiterte Faktoren in der Monod-Gleichung. 

Andere Erweiterungen: 

Variablen können auch als Konstanten in das Modell eingeführt werden. 

Gasförmige Komponenten wie H2O und CO2 werden durch Stoffübergang 

aus dem Reaktionsraum abgeführt. Es können nun auch Wärmeverluste 

simuliert werden. 

Die Anzahl der Gleichgewichtsreaktionen ist erweitert worden: 

- H2S in Lösung. 

- Stoffübergang zwischen wässriger und gasförmiger Phase (Henry) 

- Stoffübergang zwischen Wasser- und Abfallfestphase 

- Pufferwirkung des Abfalls. 

- Temperaturabhängigkeit der Gleichgewichtskonstanten. 

Wechselwirkung zwischen biologischen Prozessen und Berücksichtigung und Erweiterung durch physikalische Parameter und 

physikalischen Parametern muss noch vervollständigt werden. Prozesse: 

- Berechnung der Porosität 

- Berechnung von verschiedenen Volumenfraktionen (organische Stoffe, 

inerte Feststoffe, Wasser, Biomasse, Luft) 

- Berechnung der Abfalldichte und Sickerwasserdichte 

- Konzentrationsumrechnungen im Repräsentativen Einheitsvolumen REV 

Ein umfangreiches Paket an biologischen Abbaureaktionen ist Für die Zusammenarbeit mit B6 sind einige Reaktionen, die eine 

im Modell vorhanden. 

Modellreduzierung darstellen, hinzugefügt worden. 

Biomassenbildung beruht auf stöchiometrischen 

Die Biomassenbildung wird zusätzlich über den Ausbeutekoeffizienten 

Gleichgewichtsreaktionen. 

gesteuert. 

Hydrolyse nach dem Modell von Contois Hydrolyse nach Contois oder Reaktion 1. Ordnung wird in Abhängigkeit von 

der Biomassekonzentration formuliert. 

Die Biomassekonzentration kann bei ungünstigen 

Es wird eine minimale Biomassenkonzentration vorausgesetzt, so dass die 

Verhältnissen bis auf Null absinken. 

gesamte Biomasse nicht auf Null absinken kann. 

Die Reaktionsenthalpie wird über das Elektronenvalenz- Die Reaktionsenthalpie wird über die Bildungsenthalpien der einzelnen 

verfahren berechnet. 

Komponenten berechnet. 

Reaktionskinetik wird durch Milieueinflussfunktionen wie pH Eine Wassereinflussfunktion ist hinzugefügt und die Temperaturfunktion auf 

und Temperatur beeinflusst. 

mesophile und thermophile Bereiche erweitert worden. 

Der Stoffübergang zwischen wässriger und gasförmiger Phase Wechsel von CO2 und H2O zwischen wässriger und gasförmiger Phase wird 

(CO2, H2O) wird als kinetischer Prozesse definiert 

als Gleichgewichtsprozess definiert (damit weniger Modellkonstanten und 

weniger Rechenaufwand) 


2.3.1 Sensitivitätsanalyse 

Ziel der Sensitivitätsanalyse ist es, die für die Methanbildungsrate in Deponien entscheidenden Modellkonstanten 

und Modellvariablen herauszusuchen, damit die Labor- und Feldexperimente gezielt 

auf diese Modellparameter ausgerichtet werden können. Der Einfluss eines Modellparameters auf 

die Methanbildungsrate beruht auf jeweils zwei Simulationen, wobei einmal ein Parameterwert mit 

dem niedrigsten dokumentierten Wert und ein anderes Mal mit dem höchsten dokumentierten Wert 

verwendet wurden.

Die Berechnung der Sensitivitäten erfolgte nach folgender Beziehung: 

t 

S � 

max, [TOC�0] 

t 

� t 

min[TOC�0] 

min, [TOC�0] 

�100 

- 85 - 

B5 


(2.3.1-1) 

In Gl. 2.3.1-1 stellen S die Sensitivität (in %), und tmax,[TOC=0] und tmin,[TOC=0] (in Tagen) die maximale 

und minimale Zeitspanne dar, in der der gesamtorganische Kohlenstoff TOC vollständig abgebaut 

wird. 

In Abb. 2.3.1-1 sind die Sensitivitäten der Modellkonstanten dargestellt. Die Mehrzahl der Modellkonstanten 

hat nur einen geringen Einfluss auf die Methanbildungsrate. Die Modellkonstante mit 

dem größten Einfluss auf die Methanbildungsrate ist die spezifische Hydrolyserate. Sie beschreibt 

den geschwindigkeitsbestimmenden Schritt in der Kette der mikrobiellen Abbauprozesse. Im Vergleich 

mit Literaturdaten geht dieses Ergebnis konform mit Ergebnissen, die von [EL-FADEL et al., 

1996b] berichtet werden. Weitere Modellkonstanten, die mehr oder weniger einen signifikanten 

Einfluss haben, besitzen Sensitivitäten, die über 40% liegen. Hierzu zählen die Inhibierungskonstante 

für H2S, die maximale spezifische Wachstumsrate der methanogenen Biomasse, die 

Sättigungskonstante für Acetat und die Ausbeutekoeffizienten für die methanogenen Abbaureaktionen. 

Auf der Grundlage dieser Ergebnisse, wird es daher erforderlich sein, im Rahmen der Modellvalidierung 

und -weiterentwicklung sich gezielt auf diese Modellparameter und dabei insbesondere 

auf die Hydrolyserate zu konzentrieren. 

In Abb. 2.3.1-2 sind die Sensitivitäten der Modellvariablen dargestellt. Die untersuchten Variablen 

umfassen die Anfangskonzentrationen der Biomasse, den pH-Wert, den Wassergehalt (WG), die 

Temperatur, die Schwefelwasserstoffkonzentration, die Ammoniumkonzentration und die organische 

Feststoffkonzentration. Mit Ausnahme der acetogenen Biomassekonzentration und des pH- 

Wertes wurde für alle anderen Variablen eine hohe Sensitivität ermittelt. Die organische Feststoffkonzentration 

ist eine entscheidende Variable, da aus den im Abfall vorhandenen hohen organischen 

Feststoffanteilen große Methanmengen freigesetzt werden können. Hinsichtlich des Wassergehalts, 

der Temperatur, der Ammoniumkonzentration und der Schwefelwasserstoffkonzentration 

können Grenzwerte unter- bzw. überschreiten werden, die eine signifikanten Limitierung bzw. Inhibierung 

der biologischen Abbauvorgänge bewirken. Die methanogene Biomassekonzentration 

wurde als sensitiv eingeordnet, da die Wachstumsrate dieser Mikroorganismen im Vergleich zu den 

anderen anaerob lebenden Spezies sehr niedrig ist. 

Abb. 2.3.1-1: 

Sensitivität 

der Modellkonstanten. 

Parametersensitivität 

bei der Gasbildung 

250% 

200% 

150% 

100% 

50% 

0% 

baci,ace 

bme1,2 

fTemp[baci,ace] 

kHy 

µmax(ace) 

µmax(aci) 

µmax(me1) 

µmax(me2) 

Ks,gluc [Xaci,ace] 

Ks,but [Xaci,ace] 

Ks,pro [Xaci,ace] 

Ks,ac [Xme1] 

Ks,CO2 [Xme2] 

Ks,H2 [Xme2] 

Ks,NH4 [Xaci,ace] 

Ks,NH4 [Xme1,2] 

Ks,Hy [Xaci,ace] 

Ki,H2 [Xaci,ace] 

Ki,ac [Xaci,ace] 

Ki,H2S [Xaci, ace, me1,2] 

Ybut [Xaci,ace] 

Ypro [Xaci,ace] 

Yac [Xme1] 

YCO2 [Xme2] 

Ygluc [Xaci] 

Ygluc [Xace]

B5 


Parametersensitivität 

bei der Gasbildung 

250% 

200% 

150% 

100% 

50% 

0% 

[Xaci,ace] t=0 

[Xme1,2] t=0 

pH 

WG 

Temperatur 

Abb. 2.3.1-2: Sensitivität der Modellvariablen 

2.3.2 Simulation und experimentelle Ergebnisse 

a) Temperatureinfluss 

H2S 

NH4 

TOC 

- 86 - 

Liste der in den Abb. 2.3.1-1 und 2.3.1-2 verwendenten 

Abkürzungen und Indices: 

µmax: maximale spezifische Wachstumsrate 

b: Absterberate 

fTemp: Temperaturfaktor 

kHy 

Ki: 

maximale spezifische Hydrolyserate 

Inhibierungskonstante 

Ks: Sättigungskonstante 

TOC: gesamtorganischer Kohlenstoff 

WG: Wassergehalt 

X: anaerobe Biomassenkonzentration 

Y: Ausbeutekoeffizient 

Indices: 

ac: Acetat 

aci, ace: acido-/acetogene Bakterien 

but: Butyrat 

CO2: Kohlendioxid 

gluc: Glucose 

H2: Wasserstoff 

H2S: Schwefelwasserstoff 

Hy: Hydrolyse 

me1,2: Methanbakterien Spezies 1 u. 2 

NH4: Ammonium 

pro: Propionat 

su: sulfatreduzierende Bakterien 

Für die Laborexperimente wurden spezielle gradientenfreie, temperierbare und luftdicht verschließbare 

Bioreaktoren konstruiert und damit unter homogenen Bedingungen kinetische Parameterdaten 

ermittelt. 

In Abb. 2.3.2-1 sind zwei relevante Verläufe der Temperaturfunktion dargestellt, die für die Simulation 

des spezifischen Biomassewachstums, wie beispielsweise in Abb. 2.3.2-2 dargestellt, verwendet 

wurden. Am Modell soll zunächst gezeigt werden, wie sich die Änderung der Temperatur 

beim Wechsel vom mesophilen (Optimum bei 35 °C) zum thermophilen Bereich (Optimum bei 

55 °C) sowohl auf die Hydrolyserate als auch auf die Wachstumsrate auswirkt. Entsprechend der 

mathematischen Formulierung der Temperaturabhängigkeit der Wachstums- und Abbauprozesse 

wird dabei erwartet, dass z. B. die Geschwindigkeit der Methanbildung ansteigt, jedoch die maximale 

Methanbildung unverändert bleibt. Des Weiteren wird davon ausgegangen, dass keine scharfe 

Trennlinie in einem Deponiekörper zwischen dem Wachstum im mesophilen und thermophilen Bereich 

existiert [DERNBACH, 1982; KRUSE, 1994; GURIJALA & SUFLITA, 1993].

Temperaturfaktor f T [-] 

spezifische Acetatbildung 

[g / kg-oTA] 

1,2 

1,0 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

0,0 

mesophiler Bereich thermophiler Bereich 

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 

Temperatur [°C] 

Abb. 2.3.2-1: 

Graphische Darstellung der Temperaturfunktionen 

(mesophil / thermophil). 

45 

40 

35 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

Acetat, Experiment bei 55 °C 

Acetat, Experiment bei 35 °C 

Acetat bzw . organischer Abfall, Simulation bei 35 °C 

Acetat bzw . organischer Abfall, Simulation bei 55 °C 

organischer Abfall 

Acetat 

0 5 10 15 20 25 30 

Zeit [d] 

Abb. 2.3.2-3: 

Temperatureinfluss auf anaerobe Abbauprozesse - 

Vergleich von simulierten und experimentellen 

Daten: Einfluss auf die Hydrolyse und spezifische 

Acetatbildung. 

45 

40 

35 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

spezifische Masse des leicht 

abbaubaren organischen Abfalls 

[g / kg-oTA] 

Konzentration [kg / m 3 -Abfall ] 

- 87 - 

30 

25 

20 

15 

. 

. 

hochmolekulare, leicht hydrolysierbare 

organische Verbindungen 

Ammonium 

Methanogene 

Biomasse 

B5 


10 

1,0 

Acidogene 

. 

Biomasse 

. 

5 

0 

. 

. 

. 

abgestorbene 

Biomasse 

Ammonium 

0,5 

0,0 

0 20 40 60 80 100 

Zeit [d] 

Abb. 2.3.2-2: 

Simulation der Hydrolyse von hochmolekularen, 

leicht abbaubaren organischen Verbindungen im 

Abfall und des Biomassewachstums von zwei Bakteriengruppen 

(Acidogene und Methanogene). 

spezifische Methanbildung 

[g / kg-oTA] 

8,0 

7,0 

6,0 

5,0 

4,0 

3,0 

3,0 

2,5 

2,0 

1,5 

2,0 

Methan, Experiment bei 55 °C 

Methan, Experiment bei 35 °C 

1,0 

0,0 

Methan, Simulation bei 35 °C 

Methan, Simulation bei 55 °C 

0 5 10 15 

Zeit [d] 

20 25 30 

Abb. 2.3.2-4: 

Temperatureinfluss auf anaerobe Abbauprozesse 

- Vergleich von simulierten und experimentellen 

Daten: Einfluss auf die spezifische Methanbildung. 

In Abb. 2.3.2-3 und 2.3.2-4 sind die experimentellen und simulierten Daten der Acetatbildung sowie 

der Methanbildung aus leicht abbaubaren organischen Verbindungen für einen Zeitraum von 30 

Tagen dargestellt. Die Untersuchungen beziehen sich auf optimale Temperaturwerte von 35 °C 

(mesophiler Bereich) und 55 °C (thermophiler Bereich). In Abb. 2.3.2-4 ist zu erkennen, dass eine 

maximale spezifische Acetatbildung von ca. 10 g / kg-oTS 1) sowohl bei 35 °C als auch bei 55 °C 

resultiert. Während das Maximum im Fall von 55 °C bereits nach 3 Tagen erreicht wird, erfolgt die 

maximale Acetatbildung im Fall von 35 °C erst nach 6 Tagen. Es wird davon ausgegangen, dass die 

Hydrolyseprozesse im Abfall von leicht abbaubaren organischen Verbindungen schneller bei 55 °C 

als bei 35 °C ablaufen (Abb. 2.3.2-4). Damit würden die thermophilen Bakterien gegenüber den 

Ammonium [kg / m 3 -Abfall ]

B5 


mesophilen Bakterien im Abfall eine wichtige Rolle spielen. 

Die Zeitpunkte, zu denen in Abb. 2.3.2-3 die Maxima der Acetatbildung erreicht werden, korrelieren 

mit den Zeitpunkten, zu denen in Abb. 2.3.2-4 ein exponentieller Anstieg der Methanbildung 

erfolgt. Die Ergebnisse dieser experimentellen Untersuchung zeigen, dass zwar mit der Erhöhung 

der Temperatur die maximale spezifische Methanbildung in kürzerer Zeit (von 20 Tagen auf 11 

Tagen) erreicht wird, die maximale spezifische Methanbildung von 7 g / kg-oTS sich dabei jedoch 

kaum ändert. Die nach den Vorgaben des Modells durchgeführten Experimente belegen, dass die im 

Modell formulierten kinetischen Reaktionsansätze und Milieueinflüsse (z. B. die Temperatur) richtig 

sind und so zu einer guten Übereinstimmung zwischen den simulierten und experimentellen 

Daten führen. 

Mit Hilfe des Modells und den experimentellen Untersuchungen über die Temperaturabhängigkeit 

der biokinetischen Prozesse wurde eine Parameterschätzung für den Temperaturfaktor (Gl. 

2.2.1-2) vorgenommen. Die Schätzung ergab für die kinetischen Parameter bei der Hydrolyse 

� = 0.03 °C -2 und bei der Methanogenese � = 0.04 °C -2 . Im Vergleich dazu liegen die in der Literatur 

publizierten Werte für � im Bereich von 0.06 – 0.12 °C -2 [HENZE et al., 1995]. 

b) Wassergehaltseinfluss 

Der Literatur ist zu entnehmen, dass der optimale Wassergehalt für die enzymatische Hydrolyse von 

hochmolekularen organischen Verbindungen bei 65 Gew.-% liegt und unter 20 Gew-% Wassergehalt 

keine signifikante biologische Aktivität mehr zu verzeichnen ist [RODRIGUEZ et al., 2001; 

YANG & CHANG, 1988]. Weitere aus der Literatur bekannte Messungen des Wassergehalts in 

Deponiekörpern zeigen, dass ein Wassergehalt von 65 Gew.-%, außer bei partiellen Einstauungen 

von Wasser (Speicherwasser) selten erreicht wird, und dass Der Wassergehalt in Deponien lt. 

[DERNBACH, 1982 und GURIJALA & SULFITA, 1993] durchschnittlich bei 30 Gew.-% liegt. 

Wie bereits oben erwähnt, wird ab Wassergehalte < 20 Gew.-% kaum noch biologische Aktivität 

beobachtet, so dass der Wassergehaltsfaktor fWG hier Null ist. Ausgehend von Literaturdaten und der 

Gl. 2.2.1-4 wurde für die Abhängigkeit des Wassergehaltsfaktors (fWG) vom Wassergehalt im Bereich 

von 20 Gew.-% bis 100 Gew.-% ein linearer Zusammenhang postuliert. Die graphische Darstellung 

sowie die Geradengleichung sind in Abb. 2.3.2-5 zu sehen. Der Wassergehaltsfaktor fWG als 

lineare Funktion des Wassergehalts WG ist zwar eine empirische Größe, sie erlaubt aber dennoch 

eine annähernd genaue Formulierung der Abhängigkeit der kinetischen Abbauprozesse vom Wassergehalt. 

Mit dieser Abhängigkeit und der Berücksichtigung, dass die Methanbildung durch zwei 

verschiedene Bakterienspezies erfolgt, ist eine dynamische Simulation der spezifischen Methanbildung 

durchgeführt worden und das Ergebnis in Abb. 2.3.2-6 dargestellt. Als limitierendes Substrat 

gilt für die Spezies 1 das Acetat und für die Spezies 2 der Wasserstoff, woraus in Verbindung mit 

CO2 als C-Quelle ebenfalls Methan entsteht [BÖHNKE et al. 1993; GUJER & ZEHNDER, 1983; 

McCARTY & MOSEY, 1991]. 

Das Ergebnis der Simulation lässt erkennen, dass die Geschwindigkeit der Methanbildung ansteigt, 

die maximale Methanbildung jedoch bei auszuschließender Substratlimitierung unverändert bleibt. 

1) oTS: organische Trockensubstanz. 

- 88 -

Wassergehaltsfaktor fWG [-] 

1,00 

0,80 

0,60 

0,40 

0,20 

0,00 

y= 0,0125 x-0,2516 

0 20 40 60 80 100 

Wassergehalt [Gew.-%] 

Abb. 2.3.2-5: 

Graphische Darstellung der Abhängigkeit der maximalen 

spezifischen Methanbildungsrate und des 

Wassergehaltsfaktors vom Wassergehalt. 

- 89 - 


[g / kg-oTA] 

7,0 

6,0 

5,0 

4,0 

3,0 

2,0 

1,0 

0,0 

B5 


Simulation bei 84% 

Simulation bei 41 % 


0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 

Zeit [d] 

Abb. 2.3.2-6: 

Simulation der Abhängigkeit der spezifischen 

Methanbildung vom Wassergehalt 

In Verbindung mit der Modellsimulation (vgl. Abb. 2.3.2-6) wurde der Einfluss des Wassergehalts 

auf die spezifische maximale Methanbildungsrate und Methanbildung experimentell untersucht. 

Dazu wurden sowohl Feststoffabfallproben aus einer Deponiebeprobung 2) (Deponie Fallersleben, 

Stadt Wolfsburg) mit ihren in situ gemessenen Wassergehalten als auch Feststoffabfallproben mit 

im Labor eingestellten Wassergehalten verwendet. Anhand der graphischen Auswertung der experimentellen 

Ergebnisse in Abb. 2.3.2-7 wird deutlich, dass mit steigendem Wassergehalt von 27 auf 

83 Gew.-% die spezifische Methanbildungsrate linear zunimmt, im Fall der zeitvarianten spezifischen 

Methanbildung (Abb. 2.3.2-8) jedoch entgegen der Simulation (Abb.2.3.2-6) nicht die gleiche 

maximale Methanbildung resultiert. Durch die sukzessive Erhöhung des Wassergehaltes im Experiment 

ist allgemein davon auszugehen, dass den Mikroorganismen durch verbesserten Nährstofftransport 

und Stoffübergang mehr abbaubare organische Substanzen zur Verfügung stehen. Hinsichtlich 

der Methanbakterienspezies 2 ist davon auszugehen, dass im Fall der Wassergehalte von 

27 und 41 Gew.-% eine starke Substratlimitierung bezüglich des Wasserstoffs aber auch eine Substratlimitierung 

bezüglich des CO2 auftritt, da der Stoffübergang direkt in die umgebende Gasphase 

erfolgen kann als bei höheren Wassergehalten, wo sich zunächst eine Gleichgewichtseinstellung mit 

der Wasserphase ergibt und damit für die Methanbakterienspezies 2 die Chance größer ist Methan 

zu bilden. Diese Zusammenhänge wurden parallel zum Wassergehaltseinfluss im Modell berücksichtigt 

und erneut eine Simulation durchgeführt, die ebenfalls in Abb. 2.3.2-8 dargestellt ist. 

Hinsichtlich des in der Modellerweiterung berücksichtigten Wassergehaltsfaktors fWG, wurde dieser 

dahingehend modifiziert, dass auf der Grundlage des experimentellen Ergebnisses in Abb. 2.3.2-7 

der minimale Wassergehalt bei 15 Gew.-% liegt und damit die Formulierung für den Wassergehaltsfaktor 

fWG (vgl. Abb. 2.3.2-5) modifiziert wie folgt lautet: fWG = 0.012·WG – 0.18. 

2) Haarstrick et al. (2003), Deponiebericht der Teilprojekte B5 und D1.

B5 


spezische Methanbildungsrate 

[g / kg-oTA / d] 

0,35 

0,30 

0,25 

0,20 

0,15 

0,10 

0,05 

0,00 

Abfallproben Bohrloch II mit original Wassergehalt 

Abfallproben mit im Labor eingestellten Wassergehalt 

0 20 40 60 80 100 

Wassergehalt [%- m/m] 

Abb. 2.3.2-7: 

Experimentelle Untersuchung des Einflusses des 

Wassergehaltes auf die spezifische Methanbildungsrate: 

(�) Messdaten auf der Grundlage des 

gemessener Wassergehalte im Feststof-fabfall, 

(■) Messdaten auf der Grundlage von unterschiedlichen 

konstant gehaltenen Wassergehalten 

bei T = 55°C. 


[g / kg-oTA] 

- 90 - 

8,0 

7,0 

6,0 

5,0 

4,0 

3,0 

2,0 

1,0 

0,0 

Experiment bei 84% 






0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 

Zeit [d] 

Abb.2.3.2-8: 

Simulierte und experimentelle Daten der spezifischen 

Methanbildung in Abhängigkeit von der Zeit und von 

unterschiedlichen konstant gehaltenen Wassergehalten 

(27, 41 und 84 Gew.-%) bei T = 55 °C. 

c) Sorptionseinflüsse 

Um den Einfluss von Sorptionseffekten simulieren zu können, wurden Sorptionsterme in das Modell 

mit der Annahme eingefügt, dass die Einflüsse überwiegend auf Kinetiken 1. Ordnung beruhen. 

Für den Adsorptionsprozess lautet die Formulierung: 

� � 

dC � � 

ads 

Cads 

� k �� 

� ads Cgel 

� 

2.3.2-1 

dt � K D � 

mit Cads als adsorbierte Menge der organischen Verbindung pro Masse des Feststoffabfalls, kads als 

Geschwindigkeitskonstante der Adsorptionsreaktion, Cgel als Konzentration der organischen Verbindung 

gelöst im Sickerwasser (DOC) und mit KD als Verteilungskoeffizient für das System 

fest/flüssig. Für den Desorptionsprozess lautet die Formulierung: 

dC 

dt 

�C�K�� ads k des � gel D Cads 

� 2.3.2-2 

mit kdes als Geschwindigkeitskonstante der Desorptionsreaktion. 

Die Gleichungen 2.3.2-1 und 2.3.2-2 gelten streng genommen nur für einzelne Sorptionsreaktionen. 

Wobei jedes Adsorbat-/Adsorptiv-System seinen eigenen KD Wert und seine eigenen kinetischen 

Konstanten besitzt. Da die Zusammensetzung des Abfalls sehr komplex ist, muss von globalen 

Sorptionsreaktionen ausgegangen werden, wobei die Annahme gilt, dass nur leicht abbaubare organische 

Substanzen in der Lage sind zu desorbieren. Bei den mittel- und schwerabbaubaren Substanzen 

wird davon ausgegangen, dass die biologische Hydrolyse und der weitere Abbau der Hydrolyseprodukte 

direkt an der Abfalloberfläche ablaufen. Im Fall der mittel- bis schwerabbaubaren Substanzen 

handelt es sich um komplexe hochmolekulare Substanzen, die einerseits nur zum Teil wasserlöslich 

andererseits aber auch hydrophob sind und damit das Sorptionsgleichgewicht in Richtung 

Adsorption verlagert wird.

- 91 - 

B5 


Aus Abbauversuchen resultierte, dass die Sorption einen Einfluss auf die Methanbildungsrate hat. 

Um diesen Einfluss näher zu untersuchen, wurde Holz im sauren Milieu hydrolysiert und das erhaltene 

Hydrolysat als C-Quelle für die biologischen Abbauversuche verwendet. Die Abnahme des 

organischen Kohlenstoffs wurde sowohl in der Flüssigphase (System I, Abb. 2.3.2-9a) als auch in 

Verbindung mit Holzspäne als zusätzliche Feststoffphase (System II, Abb. 2.3.2-9b) untersucht. Im 

System III (Abb. 2.3.2-9c) wurde keine zusätzliche C-Quelle über die wässrige Phase hinzugefügt, 

sondern es wurde lediglich der biologische Abbau des vom Holz in die wässrige Nährlösung desorbierten 

organischen Kohlenstoffs untersucht. 

spezifische Gasbildung [g/g-C] 

0.50 

0.45 

0.40 

0.35 

0.30 

0.25 

0.20 

0.15 

0.10 

0.05 

0.00 

DOC 

CH 4 

CO 2 

0.70 

0.60 

0.50 

0.40 

0.30 

0.20 

0.10 

0.00 

DOC [g/L] 

0 2 4 6 8 10 

Zeit [d] 

CO2 

DOC 

CH4 

Abb. 2.3.2-9a: 

Bildung von Methan und Kohlendioxid sowie 

Abbau von DOC in wässriger Hydrolysatphase 

(System I); die durchgezogenen Linien stellen 

die Simulation dar. 

Abb. 2.3.2-9c: 


Abbau von DOC in wässriger Nährlösung mit 

Holzspäne als zusätzliche Feststoffphase (System 

III); die durchgezogenen Linien stellen die 

Simulation dar. 

spezifische Gasbildung [g/ g-C] 

0.035 

0.030 

0.025 

0.020 

0.015 

0.010 

0.005 

0.000 

CO 2 

DOC 

CH 4 

1.8 

1.6 

1.4 

1.2 

1.0 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0.0 

DOC [g/L] 

0 10 20 30 40 50 

Zeit [d] CO2 

DOC 

CH4 

Abb. 2.3.2-9b: 


Abbau von DOC in wässriger Hydrolysephase 

Holzspäne als zusätzliche Feststoffphase (System 

II); die durchgezogenen Linien stellen die Simulation 

dar. 

spezifische Gasbildung [g/ g-C] 

0.018 

0.016 

0.014 

0.012 

0.010 

0.008 

0.006 

0.004 

0.002 

0.000 

DOC 

CH 4 

CO2 

0.8 

0.7 

0.6 

0.5 

0.4 

0.3 

0.2 

0.1 

0.0 

DOC [g/L] 

0 10 20 30 40 50 

Zeit [d] 

CO2 

DOC 

CH4 

Bei den dargestellten Punkten in den Abb. 2.3.2-9a-c handelt es sich um Messwerte, bei den Kurven 

um Simulationen, die auf der Grundlage der Modellgleichung 2.2.1-1durchgeführt wurden. In Abb. 

2.3.2-9a (System I) ist zu erkennen, dass die Methanproduktion gleichzeitig mit der Kohlendioxidproduktion 

startet. Dies wird durch das Modell gut wiedergegeben. Nach ca. 8 Tagen erfolgt eine 

Stagnation des DOC Abbaus, wobei es sich möglicherweise um eine Verzögerung der biologischen 

Hydrolyse von oligomeren Verbindungen handelt. In Abb. 2.3.2-9b sind die experimentellen Er-

B5 


gebnisse des Systems II dargestellt. Für dieses Experiment wurde die gleiche Menge Hydrolysat 

wie im System I und damit ebensoviel leicht abbaubare Stoffe verwendet. Die anfängliche Zunahme 

des DOC resultiert durch die Desorption von leicht löslichen organischen Verbindungen des Holzes. 

Die Methanproduktion setzt wie in System 1 jedoch nicht sofort ein, sondern erst nach 12 Tagen. 

Es wird vermutet, dass diese Verzögerung auf eine Inhibierung der Aktivität der Methanbakterien 

durch desorbierte organische Verbindungen des Holzes zurückzuführen ist. Die gleiche Verzögerung 

der Methanbildung ist auch im System III (Abb. 2.3.2-9c) zu beobachten. Die Desorption in 

den ersten Tagen findet zeitgleich mit der Verzögerung der Methanbildung statt. Zwischen dem 30. 

und 40. Tag kommt es zu einer erneuten Desorption von organischen Verbindungen des Holzes und 

zu einer erneuten Inhibierung der Methanbildung. Dieses Messergebnis stützt die o.g. Vermutung, 

dass organische Verbindungen des Holzes eine inhibierende Wirkung auf die Methanbildung haben. 

Wie in den Abb. 2.3.2-9b (System II) und 2.3.2-9c (System III) zu erkennen ist, entspricht der im 

Modell berücksichtigte Einfluss von Sorptionseffekten auf den biologischen Abbau organischer 

Verbindungen noch nicht in zufriedenstellender Weise den experimentellen Ergebnissen. Es besteht 

noch weiterer Forschungsbedarf, um das Modell entsprechend zu verbessern. 

Um den Einfluss des mikrobiellen Wachstums auf die physiko-chemischen Eigenschaften des Abfalls 

zu untersuchen, wurden Experimente mit unterschiedlichen Tracern in einer Laborabfallsäule 

durchgeführt und nach einem 3-monatigen anaeroben Abbau des Abfalls wiederholt. Die Messungen 

ergaben, dass sich das Porenvolumen um 6% des ursprünglichen Wertes verringert hatte und 

durch die biologischen Abbauprozesse die Abfalloberfläche hydrophober geworden ist. Diese Veränderung 

der Oberflächeneigenschaft des Abfalls wird am Beispiel der experimentell ermittelten 

und in Abb. 2.3.2-10 dargestellten Durchbruchszeiten für Ethanol und Aceton deutlich. Da Ethanol 

aufgrund seines KOW-Wertes von –0.32 hydrophober ist als Aceton, das einen KOW-Wert von –0.48 

besitzt, wird das Ethanol durch die jetzt hydrophobere Abfalloberfläche länger in der Abfallsäule 

zurückgehalten. 

Abb. 2.3.2-10: 

Durchbruchszeiten für ver- 

schiedene anorganische und 

organische Tracerverbindungen. 

NaCl: Natriumchlorid 

MgCl: Magnesiumchlorid 

(NH4)2SO4: Ammoniumsulfat 

Kow-Wert: Verteilungskoeffizient 

im Zweiphasensystem Octanol / 

Wasser. Der Wert stellt ein Maß 

für die Hydrophobizität einer 

organischen Verbindung dar. 

Zeit [s] 

800 

700 

600 

500 

400 

300 

200 

100 

0 

- 92 - 

vor Bewuchs 

nach Bewuchs 

NaCl MgCl (NH4)2SO4 Ethanol Aceton 

Aufgrund dieser Untersuchungsergebnisse (Abb. 2.3.2-10) kann davon ausgegangen werden, dass 

sich durch mikrobiellen Bewuchs die physiko-chemischen Eigenschaften der Abfalloberfläche ändern. 

Da es sich offensichtlich um Änderungen der chemischen Eigenschaften der Abfalloberfläche 

handelt, die jetzt hydrophober geworden ist, werden auch zunehmend hydrophobe organische Verbindungen 

auf der Abfalloberfläche adsorbiert und dadurch ihre Bioverfügbarkeit verringert.

- 93 - 

B5 


In Tab. 2.3.2-1 sind einige Beispiele von Bioverfügbarkeiten organischer Verbindungen in Anwesenheit 

von Modellabfällen (Polyethylen (PE) und Holz) bzw. eines realen Deponieabfalls aufgeführt. 

Tab. 2.3.2-1: Bioverfügbarkeiten verschiedener Systeme. 

Adsorbat Adsorptiv KD-Wert Kow Bioverfügbarkeit 

Abfall 

Hexan 0,005 4,11 0,486 

Dioxan 0,0007 -0,38 0,871 

Ethanol 0,0009 -0,32 0,849 

PE Hexanol 0,009 2,02 0,3414 

Holz Hexanol 0,021 2,02 0,0176 

Bioverfügbarkeit: 

B 

f 

� 

1� 

1 

K � R 

KD:Verteilungskoeffizient fest/flüssig, RS/W: Feststoff/Wasser-Verhältnis 

Die in Tab. 2.3.2-1 dargestellten Ergebnisse belegen, dass die Bioverfügbarkeit mit zunehmender 

Hydrophobizität des Adsorptivs sinkt. Ein weiterer Faktor, der die Bioverfügbarkeit entscheidend 

beeinflusst, ist das Adsorbat. Komplexere Substanzen wie z.B. Holz haben einen wesentlich größeren 

hemmenden Einfluss als regelmäßig strukturierte Substanzen wie z.B. Polyethylen. Bei Holz 

stehen verschiedene Endgruppen für unterschiedliche Bindungsmechanismen zur Verfügung, so 

dass ein breiteres Spektrum an Substanzen adsorbieren kann. Aus diesem Grund ist es wichtig, die 

Abfallzusammensetzung und –eigenschaften noch näher zu untersuchen, um aus den sich zeitlich 

verändernden Bioverfügbarkeiten die Potentiale für das Langzeitemissionsverhalten von Deponien 

vorhersagen zu können. 


Bisher diskutierte Modelle zur Beschreibung von zeitvarianten Abfallstabilisierungs- und Emissionsvorgängen 

aus Siedlungabfalldeponien waren und sind empirischer, formaler Natur. Dabei steht 

das allgemeine Reaktionsgeschehen in einer als „Black Box“ betrachteten Deponie im Vordergrund, 

so dass die hierauf aufbauenden Modelle eher deskriptiven Charakter besitzen. Biologisches und 

chemisches Detailwissen über das Reaktionsgeschehen innerhalb der Deponie ist dabei nicht eingebunden, 

so dass beispielsweise biologische Reaktionsvorgänge, Sättigungs- oder Inhibierungsvorgänge, 

Mikroorganismenwachstum und Biofilmbildung nicht berücksichtigt werden. Um dieses 

dennoch zu erreichen, ist in einem ersten Schritt die Entwicklung von prädikativen, mechanistischen 

Modellen hilfreich, um dann in einem zweiten Schritt diese Modelle in adaptive stochastische 

Modelle zu überführen. Die Grundlage hierfür bilden mathematische Ansätze über physikalische, 

chemische und biologische Reaktionsprozesse in Abfällen. 

Ähnliche vergleichbare deterministische Ansätze, wie sie im ersten Schritt der Modellentwicklung 

formuliert wurden, finden sich für das System Deponie hauptsächlich bei [EL-FADEL et al., 1996; 

DEMETRACOPOULOS et al., 1986; DACH et al., 1997 und YOSHIDA et al., 1997]. Im Bereich 

des Systems Boden sind die Informationen umfangreicher und bereits ausführliche physikalischmathematische 

Modelle erarbeitet worden [SCHÄFER, 1992]. So wurden Modelle vorgestellt, in 

D 

S 

W 

,

B5 


denen Transport- und Reaktionsprozesse miteinander gekoppelt sind, um darüber Ausbreitungsphänomene 

bestimmter Schadstoffe im Boden zu beschreiben. Für den Bereich der Deponieabfälle 

sind derartige Kopplungen beispielsweise von [DACH et al., 1997] beschrieben worden. Eine eingehende 

Betrachtung der biokinetischen Prozesse wurde hier jedoch nicht vorgenommen; zur Beschreibung 

der Abbauprozesse von organischen Verbindungen dienten ausschließlich nur globale 

Abbaukonstanten. Biokinetische Daten aus der Untersuchung aerober und anaerober biologischer 

Stoffwechselprozesse sind bisher nicht publiziert worden. Lediglich aus den Bereichen Klärschlamm- 

und Sickerwasserbehandlung sind zahlreiche biokinetische Daten über aerobe und anaerobe 

biologische Stoffwechselprozesse bekannt und publiziert. Einen umfangreichen Überblick 

bieten hier die Arbeiten von [HENZE et al., 1995]. 

Detailliertere Untersuchungen über Reaktions- und Transportvorgänge in Deponien wie auch die 

Entwicklung entsprechender Modelle zur Simulation von Stabilisierungs- und Emissionsprozessen 

in bzw. aus Deponien erfolgten hauptsächlich in den letzten 4 bis 5 Jahren. Hier sind vor allem die 

Arbeiten von [VAVILIN et al. 2001; VEEKEN & HAMELERS, 1999; SIEGRIST et al. 2002; 

WHITE et al., 2001 sowie LAY et al., 1997] zu nennen, die sich mit der Modellierung biologischer 

Reaktionsprozesse und der Einflussnahme von spezifischen Milieubedingungen beschäftigen. Den 

thematischen Schwerpunkt bilden dabei insbesondere enzymatisch katalysierte Hydrolyseprozesse 

und deren Auswirkungen auf das Langzeitreaktions- und Emissionsgeschehen. Bezugnehmend auf 

Überlegungen, den gesamten Deponiekörper im Modell zu erfassen, berichten [GURIJALA & RO- 

BINSON, 1997] über umfangreiche, statistisch ausgewertete Deponiedaten. Ein großes Problem 

stellten dabei noch fehlende Kenntnisse über Parameterkorrelationen im Abfall und deren experimentelle 

Erfassung dar. Gerade diese Überlegungen und Probleme werden im vorliegenden Teilprojekt 

B5 bearbeitet. Vor allem die Überlegungen über die mathematische Formulierung der unterschiedlichen 

Mechanismen und der Einflussnahme von Milieuparametern auf die biokinetischen 

Abbauprozesse fanden durch einen Vortrag auf dem achten internationalen Kongress über Deponie- 

/Abfallbehandlungs- und Abfallmanagementmethoden auf Sardinien Beachtung. Hieraus entstandene 

und mittlerweile enge Kooperationen mit einer Arbeitsgruppe vom Department of Civil and 

Environmental Engineering (Prof. W. Powrie und Prof. J. White) der Universität Southampton 

(GB) sowie mit einer Arbeitsgruppe aus der Abteilung für Abfallmanagement (Prof. Stegmann) der 

TU Hamburg-Harburg belegen auch auf internationaler Ebene das Interesse an den eigenen Arbeiten 

und die Einbindung in aktuelle Forschungen auf diesem Gebiet. 


Über die Entwicklung adaptiver, stochastischer Modelle in Verbindung mit einem modellgestützten 

Monitoring zur Prognose des Emissionsverhaltens von Deponien und möglicher Bauwerksschädigungen 

wurde in der Literatur bisher kaum etwas berichtet. In der Deponieüberwachung 

fehlen adaptive Modelle zur Beurteilung der aus den biologischen, chemischen und physikalischen 

Prozessen resultierenden Gefährdungspotentiale des Deponiebauwerks und daran angepasste Monitoringkonzepte. 

Die Frage der Einsetz- und Übertragbarkeit solcher Modelle ist dabei stark von 

der hinreichend genauen Kenntnis über Parameter- und Variablensignifikanzen sowie der statistischen 

Verteilung der Parameter im Deponiekörper abhängig. 

Deshalb wird sich in der dritten Förderungsphase die Modellschärfung im Wesentlichen sowohl auf 

die Einarbeitung von weiteren systemimmanenten Eigenschaften der in der zweiten Antragsphase 

eingeführten Repräsentativen Einheitsvolumina (REV) als auch auf experimentelle Untersuchungen 

an Laborabfallsäulen und in enger Kooperation mit dem Teilprojekt D1 auch vor Ort auf einen De- 

- 94 -

- 95 - 

B5 


poniemessstand (Abb. 2.5-1) beziehen. Dort wird die Möglichkeit bestehen, einzelne vertikale Segmente 

im Deponieinneren über Messsonden, Sensoren und Probennahmen zu erreichen und zu charakterisieren. 

Abb. 2.5-1: 

Schema des Deponiemessstands 

auf der Deponie Deiderode 

(Stadt Göttingen) 

Sickerbecken für 

Tracerversuche 

Messungen in zeitlichen und örtlichen Abständen in der Deponie: 

9.5 m 

10 m 

Abstände der Messstellen: 

ca. 2,5 m (vertikal) 

Temperatur, relative Luftfeuchte, Deponiegaszusammensetzung, 

Konzentration anorganischer und organischer Verbindungen im Sickerwasser 

Die im Modell betrachteten REVs sollen den Segmenten des untersuchten Deponiebereichs entsprechen 

und werden als kleinste Modelleinheiten mit quasi homogenen Eigenschaften angenommen 

(segregiertes Deponiemodell). Sowohl diese als auch die Arbeiten zur Modellverfeinerung und 

Transportmodellierung erfolgen weiterhin im engen Verbund mit dem Teilprojekt B6 

(Dinkler/Ahrens). Weiterführende theoretische Überlegungen zur Modellverfeinerung und modellbegleitende 

experimentelle Untersuchungen werden genutzt, um die im Modell verwendete Anzahl 

von Parametern sinnvoll zu reduzieren. In diesem Zusammenhang werden in Fortsetzung der Kooperation 

mit dem Teilprojekt A1 (Hosser) die im Modell enthaltenen biochemischen, chemischen 

und physikalischen Parameter in Analysen über Versagenszustände statistisch bewertet und mit in 

die Überlegungen zur weiteren Modellverfeinerung bzw. Modellreduktion eingebunden. 

2.6 Literatur 

BÖHNKE B., BISCHOFSBERGER W., SEYFRIED W., 1993: Anaerobtechnik Handbuch der anaeroben 

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B5 


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B5 


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Veröffentlichungen der vergangenen 3 bis 4 Jahren. 

SFB 477 Workshop (Teilprojekt B5) 

SFB 477-Workshop (2000): Untersuchung der biologischen, chemischen und physikalischen Prozesse 

in Deponien, im Rahmen des Kontaktes mit dem Fachbereich Bauingenieurwesen, Abfallwirtschaft, 

Siedlungswasserwirtschaft, Prof. Dr.-Ing. Ehrig, der Bergischen Universität Wuppertal. 

SFB 477-Workshop (2001): Numerische Methoden zur Parameterschätzung und optimalen Versuchsplanung 

bei nichtlinearen Differentialgleichungen, im Rahmen des Kontaktes mit dem Institut 

für Wissenschaftliches Rechnen, Dr. P. Schlöder, Universität Heidelberg. 

SFB 477-Workshop (2001): Development of Sustainable Landfill Concepts based on understanding 

of Waste-Waste Interaction and Transformation Processes in a Landfill, im Rahmen des Kontaktes 

mit dem Energieuntersuchungszentrum Petten, Dr. H. A. van der Sloot, Niederlande. 

SFB 477-Workshop (2002): Modellierung und Simulation von Populationsbilanzen für Eigenschaftverteilungen, 

im Rahmen des Kontaktes mit der Computing in Technology GmbH, Dr. M. Wulkow, 

Rastede. 

SFB 477-Workshop (2002): a) Modelling the biochemical degradation of solid waste in landfills, b) 

Settlement of landfill wastes – small compression cell tests, im Rahmen der Kooperation mit dem 

Department of Civil and Environmental Engineering, Dr. J. White, Dr. R. Beaven, University of 

Southampton, Großbritannien.

B5 


Vorträge 

HAARSTRICK, A., HEMPEL, D.C. (2001): Anaerobic Digestion in Municipal Landfills – Conceptual 

Considerations and Development of Structured Biodegradation Models, 8 th International 

Waste Management and Landfill Symposium, 10 – 15 Oct., Caliary, Sardinien, Italien. 

MEIMA, J.A., HAARSTRICK, A., HEMPEL, D.C. (2002): Modelling the Effects of Environmental 

Conditions on the Biodegradation in Municipal Landfills, 9 th International Conference on Envrion- 

Soft – Modelling, Monitoring and Management of Environmental Problems, 8-11 Mai, Bergen, 

Norwegen. 

MORA NARANJO, N., MEIMA, J.A., HAARSTRICK, A., HEMPEL, D.C. (2002): Experimental 

Investigation and Modelling of the Effect of Sulfate on Anaerobic Biodegradation Processes in Municipal 

Wastes, 3 rd International Symposium on Anaerobic Digestion of Solid Wastes, 18 – 20 

Sept., München/Garching. 

HAARSTRICK, A., HEMPEL, D.C. (2003): Modellierung anaerober Abbauprozesse in Hausmülldeponien, 

Dechema Arbeitsausschusssitzung, 20. Sitzung der Arbeitsgruppe “Umweltbiotechnologie”, 

5. Febr., Frankfurt a. Main. 

MORA NARANJO, N., MEIMA, J.A., HAARSTRICK, A., HEMPEL, D.C. (2003): Experimental 

Investigation and Modelling of the Effect of Environmetal Conditions on the Acetate and Methane 

Generation in Municipal Solid Waste, 9 th International Waste Management and Landfill Symposium, 

6 – 10 Oct., Caliary, Sardinien, Italien. 

Dissertationen 

Laufende Arbeiten: 

NELSON MORA NARANJO: Analyse der Kinetik des Abbaus organischer Verbindungen in 

Hausmüllabfällen, voraussichltiche Abgabe Ende 2003. 

HILKE HEINKE: Untersuchung der physiko-chemischen und biochemisch reaktiven Eigenschaften 

von Deponieabfällen, voraussichtliche Abgabe Ende 2004. 

Diplomarbeiten 

MOLSEN, HILKE (2001): Untersuchung der physiko-chemischen Eigenschaften und biocchemischen 

reaktiven Eigenschaften von Deponieabfällen. 

CARMEN ALAMAR PROVECHO (2002): The influence of environmental factors like sulfate, 

dihydrogen sulfide, temperature and pH on the anaerobic degradation of organic waste in 

municipal landfills. 

LOURDES RUBIO (2003): Einfluss des mikrobiellen Wachstums auf die hydraulischen 

Eigenschaften von Abfallschüttungen. 

Studienarbeiten 

GEORG STRÜNCKMANN (2000): Erarbeitung eines Deponiezustandsprofils auf der Grundlage 

von Natur- und Labormessungen. 

DAGMAR BRACHT (2000): Untersuchung des Adsorptions- u. Desorptionsverhaltens von deponietypischen 

organischen Substanzen in definierten Abfallmatrices. 

- 98 -

- 99 - 

B5 


JENS OHRT (2002): Untersuchung geeigneter Methoden zur Bestimmung von Biomasse- und 

Wachstumsparametern in Siedlungsabfällen. 

LINUS ASCHENBACH (2003): Bestimmung von Adsorptionskinetiken organischer Verbindungen 

an einer Abfallmatrix. 

STEFANIE DEMMING (2003): Einwirkung von Sorptionsprozessen auf die Hydrolysekinetik 

hochmolekularer organischer Verbindungen im Abfall. 

Veröffentlichungen (internationale Zeitschriften) 

A. HAARSTRICK, L. OSTERMANN, H. AHRENS, D. DINKLER, D. C. HEMPEL (2001): Modelling 

of the Biodegradation of Organic Matter in Municipal Landfills, Waste Management & 

Research, 4 (19), 320-331. 

MEIMA, J.A., HAARSTRICK, A., HEMPEL, D.C. (2002): Modelling the Effects of Environmental 

Conditions on the Biodegradation of Organic Material in Municipal Landfills, in: Waste 

Management and the Environment, Eds.: Almorza, Brebbia, Sale, Popov, WIT Press, Southampton, 

UK, 479-489. 

MORA NARANJO, N., HAARSTRICK, A., HEMPEL, D.C.: Modelling the Effects of Environmental 

Conditions on the Acetate and Methane Formation in Municipal Wastes, Waste Management, 

eingereicht 2003. 

HAARSTRICK, A., MORA NARANJO, N., MEIMA, J.A.., HEMPEL, D.C.: Modelling Anaerobic Degradation 

in Municipal Landfills, Environmental Engineering Science, eingereicht 2003. 

DEHNE, M., HAARSTRICK, A., HEMPEL, D.C., HOSSER, D.: Weak Point Analysis of Municipal Landfill 

Structures Using Adaptive Monitoring, Waste Management, eingereicht 2003. 

MEIMA, J.A., MORA-NARANJO, N., HAARSTRICK, A., HEMPEL, D.C.: Literature review and sensitivity 

analysis of parameters controlling biodegradation processes in municipal solid waste landfills, 

Waste Management, eingereicht 2003. 

MORA- NARANJO, N., ALAMAR- PROVECHO, MEIMA, C., J., HAARSTRICK, A., 

HEMPEL, D.C.: Experimental Investigation and Modelling of the Effect of Sulfate on Anaerobic Biodegradation 

Process in Municipal Solid Waste, Water Science and Technology, eingereicht 2003. 

Veröffentlichungen (nationale Zeitschriften) 

HAARSTRICK, A., HEMPEL, D.C. (2001): Modellierung chemischer und biologischer Reaktions-prozesse 

in Siedlungsabfällen, gwf Wasser-Abwasser, 142 (6), 435-442. 

MORA NARANJO, N., MEIMA, J.A., HAARSTRICK, A., HEMPEL, D.C., (2002): Experimentelle Untersuchung 

und Modellierung der Kinetik anaerober Prozesse in Siedlungsabfällen, gwf Wasser-Abwasser, 

143 (2), 130-137. 

ZIEHMANN, G., MÜNNICH, K., HAARSTRICK, A., FRICKE, K., HEMPEL. D.C. (2003): Deponiemonitoring 

– Teil I, Müll & Abfall, 4, 156-161. 

ZIEHMANN, G., MÜNNICH, K., HAARSTRICK, A., FRICKE, K., HEMPEL. D.C. (2003): Deponiemonitoring 

– Teil II, Müll & Abfall, angenommen, Veröffentlichung im Juli 2003. 

HAARSTRICK, A., MORA NARANJO, N., MEIMA, J.A.., HEMPEL, D.C.: Monitoring und Prognose 

des Langzeitemissionsverhaltens von Siedlungsabfällen, gwf Wasser-Abwasser, angenommen, Veröffentlichung 

Ende 2003.

- 100 -

Analyse der gekoppelten Prozesse von Wärmeentwicklung, 

Flüssigkeits- und Stofftransport in der Deponiestruktur 

Prof. Dr.-Ing. D. Dinkler 

Prof. Dr.-Ing. H. Ahrens 

Dr.-Ing. J. Hanel, Dipl.-Ing. J. Kindlein 


- 101 - 

B6 

Dinkler, Ahrens 

Im Teilprojekt B6 werden Modelle zur Beschreibung von Mehrphasenströmungen und Stofftransport 

sowie Stoffabbau in Siedlungsabfalldeponien untersucht und weiterentwickelt. Ziel der Arbeit 

ist die Entwicklung und exemplarische Erprobung von Berechnungsmodellen, die chemisch-biologische 

Reaktionen gekoppelt mit Transportvorgängen von Stoffen und Wärme in Deponien erfassen. 

Deponien stellen komplexe Ingenieurbauwerke dar, die während ihrer Lebensdauer (Funktionsphase 

und Nachsorgephase) vielfältigen inneren und äußeren Einwirkungen ausgesetzt sind. Für die 

Bewertung der Gefährdungspotentiale bestehender Deponien und neu zu errichtender Anlagen sind 

Modelle erforderlich, die das Langzeitverhalten von Deponien in seiner Komplexität zu beschreiben 

in der Lage sind. Hierbei müssen der Transport von Sickerwasser und Deponiegas sowie die mechanischen 

Eigenschaften und biochemische Abbauprozesse in einem gekoppelten Modell berücksichtigt 

werden, um das Zusammenwirken der Einzelprozesse im Gesamtsystem studieren und realitätsnah 

beschreiben zu können, siehe Abb. 1. 

Gasemissionen Niederschlag 

Verdampfung 

Deponiegas 

Methan, Kohlendioxid,... 

Wärmetransport 

bio-chemische 

Prozesse 

Stoffabbau, 

Gas- und Wärmeproduktion, 

Sickerwasserbelastung 

Sickerwasser 

gelöste Gase und 

Substanzen, 

Wärmetransport 

Abb. 1: Wesentliche Phänomene in Deponien 

Abfall 

Struktur 

Porosität 

Zusammensetzung 

Temperatur 

Verformung 

Volumenänderung 

Sickerwasserabfluss

B6 


Modelle, mit denen die vielfältigen Mechanismen und Prozesse in einer Deponie rechnerisch untersucht 

werden können, sind auf verschiedenen Abstraktionsebenen möglich. Globale, stark vereinfachende 

Modelle, die „Black-box“-Charakter haben, sind mittels empirischer Methoden lange Zeit 

üblich gewesen, vgl. [DACH 1998; OBERMANN 1999; DANHAMER 2002]. Gegenstand gegenwärtiger 

und zukünftiger Forschung ist die Entwicklung genauerer Modelle, welche die Wechselwirkungen 

zwischen mechanischem Verhalten, Transportvorgängen und biologisch-chemischen 

Reaktionsprozessen mit Wärmeentwicklung implizit berücksichtigen, siehe [HANEL et al. 2001; 

KINDLEIN et al. 2003]. 

Die Beschreibung von Energie- und Stofftransportvorgängen in Deponien erfolgt in der Regel in 

Analogie zu numerischen Verfahren zur Berechnung von Sickerströmungen in porösen Medien. 

Das poröse Medium wird als Kontinuum bestehend aus fester Phase (Kornmatrix) und mehreren 

Fluidphasen (Sickerwasser, Deponiegas) betrachtet. Infolge Gravitation, Dichte- und Druckgradienten 

kommt es zum Transport der Fluidphasen durch die Kornmatrix, siehe dazu [BEAR 1990; 

HELMIG 1997]. 

Transport- und Reaktionsprozesse beeinflussen sich in vielfältiger Weise, so dass die Kopplung der 

Modelle zu stark nichtlinearen Modellgleichungen führt. Die Lösung der gekoppelten 

Modellgleichungen für Wärme- und Stofftransport in porösen Medien erfolgt numerisch. Die 

schwache Form der Transportgleichung wird mit Hilfe der Finite-Element-Methode diskretisiert. 

Die numerische Stabilisierung erfolgt mit dem von [HELMIG 1997] vorgestellten Box-Verfahren 

und oberstromgewichteten Koeffizienten (fully upwinding). 

Die Modellgleichungen für die lokale Massenbilanz und die Reaktionskinetik beschreiben den 

aeroben und anaeroben Abbau organischer Substanzen in der Feststoffmatrix und die Bildung 

flüssiger und gasförmiger Schadstoffe. In dieser Form sind sie als lokales Stoffgesetz in jedem 

Integrationspunkt der globalen Transportgleichungen für Deponien interpretierbar. 

Die Beschreibung von Reaktionsprozessen in Deponien ist bisher empirischer Natur. Die Deponie 

wird dabei als „Black-Box“ angesehen, deren Vorgänge in Deponie-Simulations-Reaktoren (DSR) 

beobachtet und rein phänomenologisch nachgebildet werden. Das an Experiment angepasste phänomenologische 

Abbaumodell von [DACH 1998] wird in eigenen Arbeiten mit Transportmodellen 

gekoppelt und zur Validierung der hier entwickelten Abbaumodelle herangezogen, siehe 2.3. 

Da innerhalb einer Deponie in Ort und Zeit stark unterschiedliche Prozesse vorhanden sein können, 

wird ein adaptives Modell entwickelt, mit dem auch die oft großen Unterschiede von Deponie zu 

Deponie oder bei Untersuchungen spezieller Deponiezustände, z. B. für Sensitivitätsanalysen, erfassbar 

sind. Das hierfür entwickelte Modell ist so strukturiert, dass die Anzahl der Unbekannten 

für Phasen und Komponenten beliebig gewählt und automatisch an die Deponiesituation angepasst 

werden kann. 


Für die Simulation der in Deponien auftretenden Phänomene sind Modelle für die Beschreibung der 

Transportvorgänge von Stoffen und Wärme mit Modellen für biologische Abbauprozesse zu koppeln. 

Hierfür sind die lokalen Bilanzgleichungen der beteiligten festen, flüssigen und gasförmigen 

Stoffe, Biomassen und der Wärme aufzustellen sowie die räumlich und zeitlich veränderlichen 

Speicher-, Transport- und Milieubedingungen im eingelagerten Abfall zu beschreiben. Wegen der 

Komplexität von Reaktions- und Transportprozessen werden Modelle verglichen, die einerseits 

Transportvorgänge genau beschreiben und Reaktionen vereinfachend berücksichtigen sowie ande- 

- 102 -

- 103 - 

B6 


rerseits Reaktionen genau erfassen und in vereinfachende Transportgleichungen eingebunden sind. 

Durch Vergleich der genauen und vereinfachenden Modelle wird die Güte der Simulation der Prozesse 

im Deponie-inneren analysiert und bewertet. Um verschiedene Deponiezustände adaptiv beschreiben 

und vergleichend beurteilen zu können, ist eine Adaptation der Primärvariablen und Prozesse 

an die jeweilige Situation erforderlich. Mit Hilfe von Systemvariationen wird der Einfluss von 

heterogenen Einlagerungen und inhomogenen Abfallschichten auf die Prozesse untersucht und hinsichtlich 

ihrer lokalen und globalen Bedeutung überprüft. Anhand von Berechnungsbeispielen werden 

Kriterien zur Bewertung von Deponiesituationen und zur Lebensdauervorhersage diskutiert. 

2.2.1 Lokale Massenbilanz und Reaktionskinetik 

Das Modell für den mikroskopischen Stoffabbau, siehe [HAARSTRICK et al. 2001], wird in enger 

Zusammenarbeit der Teilprojekte B5 und B6 weiterentwickelt. Die biologisch-chemischen Prozesse 

von aerobem oder anaerobem Abbau sind mit Sättigungskinetiken formuliert. Das Modell berücksichtigt 

Milieubedingungen wie pH-Wert und Temperatur, Phasenübergänge sowie Wachstum und 

Absterben verschiedener Mikroorganismen. In Abb. 2 sind die Prozessketten für den aneroben Abbau 

dargestellt, wie sie mit dem Modell simuliert werden. 

ACIDOGENESE 

Feste organische Substanz 

Leicht bis mittelschwer abbaubar 

Gelöste, organische 

Verbindungen 

Biomasse (an) 

Lyse- 

Produkte 

(Zelltod) 

Biomasse (an) 

Organische Säuren 

Kohlendioxid 

Wasserstoff 

Methan 

Kohlendioxid 

HYDROLYSE 

Biomasse (an) 

Biomasse (m) 

ACETOGENESE 

Acetat 

Kohlendioxid 

Wasserstoff 

METHANOGENESE 

Abb. 2: Schematische Darstellung des anaeroben Abbaus mit dem mikroskopischen Abbaumodell 

Die zeitliche Änderung der Substrate s, hier die an den Reaktionsprozessketten beteiligten Stoffe 

und die Biomassen, folgen einer Reaktionskinetik 1. Ordnung nach Monod. Die mit den Abbauvorgängen 

freigesetzten Enthalpien werden mit der Energiebilanz in örtliche Temperaturen umgerechnet. 

Der pH-Wert wird durch eine Ionenbilanz bestimmt. Die Reaktionsgeschwindigkeiten R(s) sind 

von den Substraten selbst abhängig und ändern sich mit den Milieubedingungen sowie dem Vorhandensein 

inhibierender Substanzen. Die Beträge der Edukt- und Produktmassen sowie die Wärmeentwicklung 

sind für alle Reaktionen mit den stöchiometrischen Koeffizienten M erfasst: 

s� � B( 

s) 

�s 

� sˆ 

B( s) 

� M � R( 

s) 

.

B6 


In dieser Form beschreibt das Modell zunächst ein lokal geschlossenes System, in dem sich für einen 

vorgegebenen Anfangszustand Stoffe und Milieubedingungen ohne äußere Einflüsse entwickeln 

können. Mit der Erweiterung um Quellen und Senken sˆ beschreibt das Modell auch lokal 

offene Systeme und berücksichtigt so den Transport von Wärme oder Sickerwasser. 

Nach einer Erweiterung des bestehenden Modells ist jetzt auch die Berücksichtigung unterschiedlicher 

Bioverfügbarkeit der organischen Substanz (leicht, mittelschwer bis schwer abbaubar) möglich. 

Außerdem werden eine Reihe alternativer Oxidatoren und entsprechende Mikroorganismenspezies 

eingeführt. Bei der Anwesenheit mehrerer Stoffe, welche bei den Redox-Reaktionen als 

Elektronen-Akzeptoren dienen können, wird derjenige zuerst verwendet, der das höchste Energiepotential 

aufweist. In hierarchischer Reihenfolge sind dies, beginnend mit dem höchsten Redox- 

Potential: Sauerstoff, Nitrat, Eisen, Sulfat und letztendlich Kohlendioxid (Methanogenese), siehe 

dazu auch Arbeitsbericht von Teilprojekt B5. 

An den hier vorgestellten Reaktionsprozessen sind mehr als 25 Reaktionen mit ca. 30 Substraten 

beteiligt. Da eine Kopplung von Reaktionen mit Transportprozessen numerisch aufwendig ist, sollte 

die Anzahl der Reaktionen und Substrate reduziert werden, wenn deren Einfluss nicht signifikant 

ist. Es ist also notwendig, das Modell auf charakteristische Substrate bzw. Substratgruppen zu reduzieren, 

ohne dabei die wesentlichen Aussagen des genauen mikroskopischen Modells zu verlieren. 

Hierfür sind Sensitivitätsanalysen und Parameterstudien des mikroskopischen Modells erforderlich, 

die mit geeigneten Experimenten einhergehen, um wesentliche Parameter und Prozesse identifizieren 

zu können. In einem ersten Schritt ist ein reduziertes Abbaumodell entwickelt, mit den Kopplungen 

von mikroskopischer Reaktion und globalem Transport erprobt werden können. 

Das reduzierte Modell umfasst die Reaktionsgleichungen der Hydrolyse und Acidogenese. Feste 

organische Substanz wird während der Hydrolyse in das Zwischenprodukt Glucose umgewandelt. 

Bei hier angenommener guter Bioverfügbarkeit (leicht bis mittelschwer abbaubar) wird diese sofort 

metabolisiert und organische Säuren als Hauptprodukte ausgeschieden. Glucose kann daher als Unbekannte 

in den Gleichungen eliminiert werden. Als Beschreibungsvariablen verbleiben so organische 

Substanz, Methan, Kohlendioxid und die Summe organischer Säuren, zusammengesetzt aus 

Butter-, Propion- und Essigsäure, sowie die Milieubedingungen pH-Wert und Temperatur. Wasserstoff 

und Stickstoff werden vernachlässigt. 

Die Reaktionsgeschwindigkeiten folgen ebenfalls der Monod-Kinetik. Der geschwindigkeitsbestimmende 

Schritt der zusammengefassten Gleichungen ist die Hydrolyse. Die maximale Reaktionsrate 

beträgt im mikroskopischen Modell 0,37 1/d ([d]=Tag), während das Zwischenprodukt Glucose 

mit maximal 2,0 1/d im Vergleich unmittelbar abgebaut wird. Nach Zusammenfassen der Reaktionsraten 

in einer Reihenschaltung der Prozesse, folgt die maximale Rate der Hydrolyse mit k- 

H,max = 0,31 1/d. In der Acidogenese bleibt die maximale Abbaurate analog zum mikroskopischen 

Modell bei kA,max = 0,4 1/d. Der pH-Wert wird analog zum mikroskopischen Modell über eine Ionenbilanz 

der Substrate Wasser, organische Säuren und Ammonium bestimmt. Das somit von über 

20 Variablen auf 7 Variable reduzierte Modell kann mit sinnvollem Aufwand für Untersuchungen 

von mehrdimensionalen gekoppelten Transport- und Reaktionsprozessen eingesetzt werden. 

- 104 -

2.2.2 Transportmodell 

- 105 - 

B6 


Deponien können als Kontinua mit fester Phase (Kornmatrix) und mehreren Fluidphasen (Sickerwasser, 

Deponiegas) betrachtet werden, wobei jede Phase wiederum aus mehreren Komponenten 

bestehen kann. Die Grundgleichungen der Kontinuummechanik sind makroskopisch formuliert, 

wobei das repräsentative Elementarvolumen REV kleinste homogene Modelleinheit ist. Die gegenseitige 

Beeinflussung zweier Phasen im Porenraum ist mit empirischen Modellansätzen erfasst, 

Phasenübergänge werden lokal modelliert. Wärmetransport ist verschmiert über alle Phasen berücksichtigt, 

was einem lokalen thermodynamischen Gleichgewicht entspricht. 

Die Anwendung eines makroskopischen Kontinuumsansatzes führt bei porösen Medien und Mehrphasenströmungen 

zu neuen makroskaligen Systemvariablen. Die Porosität wird definiert zu: 

V 

V 

P � � � 

. 

REV 

Porenvolumen 

Gesamtvolumen 

Als weitere fundamentale Modellvariable wird die Sättigung S� einer Fluidphase � verwendet: 

V� 

V� 

S� 

� � , 

V � �V 

P 

wobei V� das Volumen der Phase � und VP das gesamte Porenvolumen im REV darstellen. Für jede 

Komponente � einer Phase � wird eine Bilanzgleichung aufgestellt, welche die zeitliche Entwicklung 

in einem REV beschreibt: 

� 

� 

� 

��S��X��div� � � �� div� 

� � � �� 

( ) � 0 

, � � X � D 

X q z 

t � � � 

� grad �� 

� � 

� � 

� 

REV 

REV 

v . 

Die 3-D-Transportgleichung basiert auf dem Prinzip der Massenerhaltung in einem Kontrollvolumen 

(REV). Die folgende Gleichung stellt die Gesamtheit aller Transportvorgänge in Matrixschreibweise 

dar, wobei die zeitliche Änderung einer makroskopischen Variable z innerhalb eines 

Kontrollvolumens beschrieben wird: 

Speicherterm Advektion Diffusion/Dispersion Quellen/Senken 

(As · z),t + div (Aa · z) + div (Ad · grad z) + q(z) = 0 . 

Beschreibungsvariablen z sind in diesem Fall der Fluiddruck p im Porenraum, die Sättigung S� der 

verschiedenen Phasen, die Temperatur und die Massenfraktionen X � der Komponenten (z.B. Cellulose, 

Acetat, Methan). Mit den Modellgleichungen können Mehrphasenströmungen mit konvektivem 

und diffusiv-dispersivem Transport von Stoffen und Wärme sowie Quellen und Senken beschrieben 

werden. 

Die Beschreibung der Strömungsgeschwindigkeiten v� erfolgt mit einem erweiterten Darcy-Gesetz 

für Mehrphasenströmungen. Die Strömungseigenschaften des betrachteten Fluids hängen dabei 

vom Druckgradienten, von den Fluideigenschaften (Viskosität �� und Dichte ��), den Matrixeigenschaften 

des porösen Feststoffes (Permeabilität Kabs) und der Interaktion mehrerer Fluide im Porenraum 

(relative Permeabilität kr� ) ab: 

k r 

�grad p � � g� 

� 

v� � K abs � � 

� � . 

� 

�

B6 


Zur Beschreibung der Interaktion zwischen den verschiedenen Fluidphasen im Porenraum und des 

Kapillardruckes kommen empirische Ansätze zum Einsatz. In der vorliegenden Arbeit wird das 

verbreitete empirische Modell von [BROOKS-COREY 1964] für Gas-Wasser-Systeme verwendet. 

Dabei ist die relative Permeabilität kr� einer Phase � eine Funktion der Sättigung S� und eines 

Strukturparameters �BC: 

krα = f (Sα, λBC) . 

Der Parameter �BC berücksichtigt die Porengeometrie und -verteilung innerhalb eines REV. Bei 

kleineren Werten von �BC ist die Mobilität der Flüssigphase signifikant herabgesetzt, siehe Abb. 3. 

relative Permabilität k rw, k rg 

1 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

0 

krg 

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 

Sättigung Sw 

- 106 - 

�� 

�� 

Abb. 3: Funktion der relativen Permeabilität für Wasser (w) und Gas (g) nach BROOKS-COREY 

Der Wärmehaushalt des porösen Mediums wird mit der makroskopischen Energiebilanz beschrieben. 

Unter Vernachlässigung thermomechanischer Kopplungsterme ist darin die Änderung der spezifische 

Wärmeenergie im REV gleich dem Wärmezustrom oder -abstrom sowie den inneren Wärmequellen, 

z.B. aus Reaktion. Wärmespeicherung und -transport wird verschmiert über alle Phasen 

betrachtet, d. h. die Wärme wird als Komponente behandelt, wobei die Temperatur lokal in jeder 

Phase gleich groß ist. Dies entspricht der Annahme eines lokalen thermischen Gleichgewichts. Die 

gespeicherte spezifische Wärmeenergie im REV ist gleich der Summe der spezifischen Enthalpien 

der Phasen. 

Die Abhängigkeit der Gesamtenthalpie von der Phasenzusammensetzung wird über die Wärmekapazitäten 

und Partialdichten berücksichtigt. Die Erhaltungsgleichung wird analog zur Stofftransportgleichung 

formuliert und beschreibt makroskopisch die räumliche und zeitliche Wärmeentwicklung. 

Quell- und Senkterme berücksichtigen Wärmezu- und -abfluß aus Phasenübergängen und 

Reaktionsenthalpien sowie Enthalpien von äußeren Wärmequellen. 

2.2.3 Kopplung von Transport und Reaktion 

Transport- und Reaktionsprozesse beeinflussen sich in vielfältiger Weise. In Abb. 4 sind wesentliche 

Vorgänge von Reaktion und Transport dargestellt. 

krw

Chemisch-biologischer Abbau 

von organischem Siedlungsabfall 

Gase 

Gelöste und 

flüssige Stoffe 

Wärme 

Inkrustrationen 

Biofilmbildung 

Feststoffabbau 

Konsequenz 

Emissionen von 

Gasen, gelösten 

Stoffen und Wärme 

Änderung der 

Abbaubedingungen 

Änderung der 

Fluideigenschaften 

Änderung des 

Porenssystems 

- 107 - 

Gasströmung 

Sickerwasserströmung 

B6 


Transport von Stoffen und Wärme 

durch Siedlungsabfall 

Transport von 

- Sauerstoff 

- Nährstoffen 

- Mikroorganismen 

- toxischen Stoffen 

- Säuren 

- Wärme 

Abb. 4: Gegenseitige Wirkung und Abhängigkeit von Reaktion und Transport 

Im Hinblick auf eine möglichst effiziente und umfassende Analyse mit Kopplung von lokalen Reaktionen 

und globalem Stofftransport wird die gegenseitige Beeinflussung implizit berücksichtigt. 

Dabei wird die Massenänderung aus Reaktion in jedem Iterationsschritt über die linke Seite in der 

Massenbilanz des globalen Transportes berücksichtigt: 

s� � q� (z) 

. 

Die implizite Kopplung von Transport mit Reaktion erfolgt zunächst mit dem phänomenologischen 

Abbaumodell nach [DACH 1998] und exemplarisch mit genaueren Reaktionsmodellen für den 

Celluloseabbau. Eine umfassende Kopplung mit den in dieser Antragsphase neu hergeleiteten und 

reduzierten Reaktionsmodellen ist ebenfalls gelungen. 

2.2.4 Lösungsverfahren 

Die aufgestellten Modellgleichungen beschreiben nichtlineare Speicher- und Transportprozesse in 

porösen Medien und stellen in allgemeiner Form eine Anfangs-Randwert-Aufgabe dar. Separat bilden 

die ebenfalls nichtlinearen Reaktionsvorgänge eine Anfangswertaufgabe und sind so als lokales 

Stoffgesetz der globalen Massenbilanzen interpretierbar. Gekoppelt bilden sie ein System instationärer 

nichtlinearer partieller Differentialgleichungen. 

Beschreibungsvariablen des Systems sind die Massen der organischen Substanzen und Biomassen 

der Feststoffphase, Druck und Sättigung im Porenraum, Mengen transportierter Stoffe sowie die 

Temperatur. Das entwickelte Modell ist prozessadaptiv konzipiert, um die in Deponien sehr verschiedenen 

Vorgänge mit numerisch sinnvollem Aufwand untersuchen zu können. 

Aus der Abhängigkeit der Koeffizienten für Mehrphasenströmungen, Mehrkomponententransport 

und Reaktionsprozesse von den unbekannten Stoffmengen bzw. -zusammensetzungen folgt eine 

starke Nichtlinearität der Differentialgleichungen. Bei konvektiv dominierten Strömungen haben 

die Differentialgleichungen hyperbolischen Charakter. Um Oszillationen in den Lösungen zu vermeiden, 

sind daher numerische Stabilisierungsverfahren (fully-upwinding) erforderlich.

B6 


Für Strukturberechnungen mit der Finite-Element-Methode (FEM) wird die differentielle Beschreibung 

in eine schwache Formulierung überführt. Wegen der zeitlichen Änderungen der Zustandsgrößen 

auf dem Rand spielt die Formulierung der Randbedingungen ebenfalls eine entscheidende 

Rolle bei der Simulation von gekoppelten Transport- und Reaktionsprozessen in Deponien. Zur 

numerischen Lösung der Modellgleichungen werden Diskretisierungsverfahren der FEM mit speziellen 

Wichtungsfunktionen und das Differenzenverfahren eingesetzt. Es kommt ein isoparametrisches 

und adaptives Element zum Einsatz. 

2.2.5 Randbedingungen 

Das vollständig gekoppelte Gleichungssystem stellt eine Anfangs-Randwert-Aufgabe dar. Zu Beginn 

von Systemberechnungen müssen daher an jedem Ort für alle gewählten Primärvariablen Anfangswerte 

definiert werden. Für die vollständige Beschreibung des Systems sind die gekoppelten 

Differentialgleichungen zudem um die Randbedingungen der Zustandsgrößen auf den umschließenden 

Ränder zu ergänzen. Allgemein sind drei Arten von Randbedingungen möglich: Dirichlet, 

Neumann und gemischte, Cauchy-Randbedingungen. 

Bei Dirichlet-Randbedingungen sind die Zustandsgrößen zi in der Regel als wesentliche Randbedingung 

vorgegeben. Die Randwerte auf dem Dirichlet-Rand �i D sind definiert zu 

� z � z � 0 . 

D 

�i i i 

Physikalisch beschreibt eine wesentliche Randbedingung eine fest vorgegebene prozessinvariante 

Zustandsgröße, wobei der zugehörige Randfluss der Größe frei ist. Zeitliche Änderungen der Randgrößen 

sind hier in festen Zeitintervallen möglich, so können z.B. jahreszeitliche Temperaturschwankungen 

mit Dirichlet-Randbedingungen formuliert werden. 

Die unbekannten Beschreibungsvariablen einer Deponieströmung, z.B. Druck und Sättigung, sind 

auf den Rändern jedoch nur unzureichend mit wesentlichen Randbedingungen erfassbar. Am oberen 

Rand, außerhalb einer Deponie, sind i. d. R. atmosphärische Bedingungen anzutreffen, die als Dirichlet-Randbedingungen 

berücksichtigt werden können. Da die Ränder jedoch Teil des Systems 

und nicht der umgebenden Atmosphäre sind, können sich auch dort Druck und Sättigung in den 

Poren entwickeln, was zu einer Kopplung der Zustandsgrößen und Flussgrößen führt. 

Neumann-Randbedingungen sind vorgegebene Randströme einer Zustandsgröße, die normal zum 

betreffenden Rand eingeprägt sind. So können Massen- oder Wärmerandflüsse mit 

N � � 

i � qi 

� ( q � n) 

� 0 

� i 

vorgeben werden. Als Neumann - Randbedingungen sind äußere Quellen und Senken formulierbar, 

z.B. können statistisch belegte Niederschlagsmengen und definierte Stoffinfiltrationen in Simulationen 

von Experimenten erfasst werden. Die spezielle Neumann-Randbedingung 

� 

q i 

� 0 

bedeutet physikalisch, dass sich beim Überschreiten des Randes der Wert der Zustandsgröße � nicht 

ändert. D.h. am Rand treten keine Stoff- oder Wärmeströme auf. Wenn Randflüsse nicht direkt als 

Primärvariable in der Bilanzgleichung berücksichtigt sind, wird die Neumann-Randbedingung natürlich 

erfüllt. 

- 108 -

- 109 - 

B6 


Gemischte, Cauchy-Randbedingungen ergeben sich durch eine Linearkombination der Dirichlet- 

und Neumann-Randbedingungen: 

C � 

k 

� � q �� 

( z) 

� z � q �n 

� 0 

i 

i 

�(z) ist der nichtlineare Proportionalitätsfaktor zwischen Randstrom und Zustandsgröße und ist physikalisch 

als Übergangskoeffizient deutbar. So können z.B. konvektive und diffusive Wärmeströme 

sowie Wärmestrahlungsübergangsbedingungen formuliert werden. Ergibt sich der Proportionalitätsfaktor 

zu Null, geht der Rand in einen Neumann-Rand über. 

Der Ansatz von Cauchy-Rändern vermeidet Randzwänge, die bei Dirichlet-Randbedingungen auftreten 

können. Die atmosphärischen Randbedingungen Druck und Sättigung sind beispielsweise mit 

Übergangskoeffizienten an das Gebiet gekoppelt, so dass sich die Zustandsgrößen auf den Rändern 

weiterhin in der Zeit entwickeln können. 

2.2.6 Heterogenität und Verformungsverhalten 

Deponien sind heterogene Systeme. Die makroskopische Beschreibung hydraulischer Mehrphasenprozesse 

erfasst die strukturelle Heterogenität des Porenraums, bedingt durch die sehr unterschiedlichen 

Korngrößen der eingelagerten Abfälle, mit Parametern in den Permeabilitäts- bzw. Kapillardruck-Sättigungs-Beziehungen, 

siehe 2.2.2. Die Ungleichheit des Porengefüges wird als hydraulische 

Heterogenität der Deponie bezeichnet und kann mit Anpassung der Parameter Kabs und �BC 

berücksichtigt werden. Unterschiedliche Durchströmungseigenschaften der Abfallmatrix in vertikaler 

und horizontaler Richtung als Folge von Schichtungen und Verdichtungen sind mit einem 

anisotropen Permeabilitätstensors beschreibbar. Darüber hinaus sind mögliche Inhomogenitäten 

infolge unterschiedlicher Einlagerungen von Abfällen zu beachten, die über die Größe eines REV 

hinausgehen. In diesem Fall wird die Inhomogenität des Kontinuums mit REVs unterschiedlicher 

Eigenschaften beschrieben. 

Eine zeitliche Veränderung des Porenraumes als Folge mikrobieller Aktivität oder Stoffabbaus kann 

ebenfalls einen deutlichen Einfluss auf die hydraulischen Eigenschaften haben. Infolge mikrobiellen 

Zellwachstums können Poren verkleinert oder ganz verstopft werden. Wenn sich das für die Wasserströmung 

zur Verfügung stehende Porenvolumen verkleinert, erhöht sich der Fließwiderstand. Ist 

die Wachstumsrate der Mikroorganismen bekannt, kann über das spezifische Volumen der Biomasse 

auf eine Veränderung der Porosität und Permeabilität geschlossen werden. 

Der Einfluss von Verformungen einer Deponie ist in vielen Parametern des Transportmodells zu 

beachten. Die makroskopischen Beschreibungsvariablen der festen Phase wie Porosität, Permeabilität 

und Feststoffdichte werden von Setzungen und Sackungen beeinflusst. Weiterhin können 

Funktionen zur Berücksichtigung von Mehrphasenprozessen, insbesondere für den Parameter �BC 

und den Diffusionskoeffizienten, auf ihre Abhängigkeit vom Verformungsverhalten hin untersucht 

werden. Vereinfachend ist die Wirkung des Setzungsverhaltens auf Porosität, Dichte und Permeabilität 

in Abhängigkeit von Auflasten und Strömungen der Phasen in Berechnungsbeispielen berücksichtigt. 

Das elastische Verhalten der Feststoffmatrix und die damit verbundene Änderung von 

Porosität und Dichte kann explizit mit Entwicklungsfunktionen beschrieben werden. Eine Kopplung 

von Fluiddruck und Auflast wird dabei vernachlässigt. Wenn durch Änderungen der Porenstruktur 

auch das Strömungsverhalten und damit die messbaren Emissionen beeinflusst werden, ist eine 

Kopplung mit physikalischen Verformungen sinnvoll und daher Gegenstand zukünftiger Arbeiten. 

i 

i 

.

B6 



Die Modelle für globalen Transport sowie lokale Massenbilanz und Reaktionskinetik sind zunächst 

getrennt erprobt. Danach werden in eindimensionalen Modelldeponien gekoppelte Prozesse verglichen. 

Der Einfluss heterogener Deponieschichten und streuender Parameter wird an eindimensionalen 

Modelldeponien mit Hilfe der Monte-Carlo-Methode untersucht. Abschließend erfolgt die 

numerische Untersuchung zweidimensionaler Ausschnitte der Deponien mit heterogenen Eigenschaften. 

In Zusammenarbeit mit dem Teilprojekt A1 liegen Sensitivitätsstudien vor, die unter Berücksichtigung 

der stochastischen Streuung der Parameter deren Einfluss auf die Emissionen aufzeigen, 

[HOSSER et al. 2003]. Dabei werden Menge, Konzentration und zeitlicher Verlauf der Sickerwasserbildung 

betrachtet. Im Einzelfall wird eine bestimmte Streuung für einen beliebigen Parameter, 

z.B. die Permeabilität, vorgegeben und der Einfluss dieser Streuung auf die Sickerwassermenge 

bestimmt. 

2.3.1 Lokale Massenbilanz und Reaktionskinetik 

60 

40 

20 

Substrates [kg/m³] 

Temperature [°C] 

Cellulose 

CO 2 

0 

0 200 400 600 

Temperature 

Abb. 5: Vergleich der Abbaumodelle 

CH 4 

Time [d] 

oben links: phänomenologisches Modell 

nach [DACH 1998] 

oben rechts: mikroskopisches Abbaumodell 

unten rechts: reduziertes Abbaumodell 

- 110 - 

60 

40 

20 

Cellulose 

Biomasses 

Temperature 

pH-Value 

Water 

0 

0 200 

Acids 

400 600 

60 

40 

20 

Cellulose 

Biomasses 

CH 4 

Temperature 

Acids 

Water 

pH-Value 

CO 2 

CH 4 

Time [d] 

CO 2 

0 

0 200 400 600 

Time [d]

- 111 - 

B6 


Ein phänomenologisches Abbaumodell wird von [DACH 1998] mit Anpassung an in DSR-Versuchen 

beobachteten Phänomenen und praxisorientierten Überlegungen vorgestellt. In den dreistufigen 

Abbaumodell 1. Ordnung sind in Abhängigkeit von Temperatur und Wassergehalt die Umwandlung 

organischer Substanz in Deponiegas und Wärme sowie im Sickerwasser gelöste Stoffe in 

Form von Summenparametern berücksichtigt. DACH passt die Abbaurate für anaerobe Abbauprozesse 

und die relativen Abbauraten zur Berücksichtigung von Umgebungstemperaturen und Wassergehalt 

an eigene DSR-Meßreihen für mechanisch-biologisch vorbehandelte Abfälle an. 

In Abb. 5 ist die zeitliche Entwicklung der Zustandsgrößen nach dem Modell von DACH mit den in 

Teilprojekten B5/B6 entwickelten Modellen der lokalen Massenbilanz und Reaktionskinetik verglichen. 

Dabei kommen das genaue mikroskopische Modell und das reduzierte Modell wie in 2.2.1 

beschrieben zur Anwendung. Simuliert ist hier ein lokal offenes System, d.h. Gase können ungehindert 

austreten. Die hier konstant gewählte Umgebungstemperatur von 20 °C beeinflusst die Entwicklung 

der Substrate und der Temperatur im Probenkörper. 

2.3.2 Globales Transportmodell 

Die verschiedenen Abbaumodelle sind nach 2.2.3 mit Transportprozessen gekoppelt. Die Untersuchung 

des gekoppelten Modells erfolgt an eindimensionalen (1-D) Beispiel, da mehrdimensionale 

Strömungen den Stoffabbau und die Emissionen signifikant verändern. Zunächst wird das Transportmodell 

mit dem phänomenologischen Abbaumodell gekoppelt und die Ergebnisse mit der Literatur 

verglichen. Anschließend erfolgt die Simulation einer homogenen Deponiesäule über einen 

Zeitraum von 30 Jahren, wobei das Transportmodell mit dem reduzierten Abbaumodell gekoppelt 

ist. Zusätzlich wird bei der Simulation heterogener Deponiesäulen der Einfluss streuender Permeabilität 

untersucht. Abschließend zeigen Berechnungen zweidimensionaler heterogener Deponieausschnitte 

realitätsnahe Simulationen gekoppelter Transport- und Reaktionsprozesse. 

Vergleich mit Ergebnissen aus der Literatur 

[DACH 1998] zeigt in verschiedenen Szenarien mögliche Gasemissionen und Temperaturentwicklungen 

für Deponiesäulen. Ausgehend vom vorgestellten phänomenologischen Abbaumodell wird 

mit Hilfe vereinfachender Ansätze das Strömungsfeld der Gase simuliert. Bei Annahme einer homogenen 

und stationär zu 90% wassergesättigten Deponie strömt das Gas von einem frei wählbaren 

Punkt im Abfallkörper mit konstanter Geschwindigkeit zu beiden Rändern ab. 

Oberflächenabdichtung 

Symmetrieachse 

25m 

Atmosphäre 

1bar, 10°C 

homogener 

Deponiekörper 

Porosität 

0.50 

orgFS 

X = 0.05 

v = 

DG 

-7 

2.5 10 m/s 

= konstant 

v = 0 

SW 

Druckmaximum 

= konstant 

Abb. 6: Simulation einer Deponiesäule nach [DACH 1998]

B6 


Mit Hilfe gezielter Eingriffe in das eigene Programmsystem, die das freie Einstellen des Druck- und 

Gravitationsfeldes infolge der Umwandlung und Transport unterbinden, sowie durch Annahme einer 

residualen Wassersättigung von 90% können die Ergebnisse von DACH nachvollzogen werden. 

[kg/m 

1500 

2 ] 

1200 

900 

600 

300 

0 

0 

ausgetretenes DG an der Oberfläche 

Organik im Deponiekörper 

10 20 30 40 [a] 50 

- 112 - 

290 

[K] 

288 

286 

284 

282 

Verlauf nach Dach 

Berechneter Temperaturverlauf 

280 

0 10 20 30 40 [a] 50 

Abb. 7: links: Entwicklung der organischen Substanz im Deponiekörper und Gasemission; 

rechts: Entwicklung der Temperatur in Deponiemitte 

Untersuchung einer homogenen Deponiesäule 

Abb. 8 zeigt eine homogene Deponiesäule, die über einen Zeitraum von 30 Jahren untersucht wird. 

Die Deponie soll sich in der Nachsorgephase befinden, wobei eine Oberflächenabdichtung das Eindringen 

von Niederschlag verhindert. Am oberen und unteren Rand sind Cauchy-Randbedingungen 

mit den in angegebenen Umgebungswerten sowie außerhalb des Gebiets jeweils volle Gassättigung 

angenommen. 

Oberflächenabdichtung 

1m 

29m 

Dränschicht 

Atmosphäre 

1 bar , 283°K 

homogener 

Deponiekörper 

Neumann 

1 bar , 288°K 

Cauchy 

Cauchy 

Neumann 

Abb. 8: homogene Deponiesäule und FE-Netz mit Randbedingungen 

Simuliert wird eine 2-Phasenströmung mit Transport von 4 Komponenten und gekoppelten Abbauprozessen, 

die dem reduzierten Modell folgen. Zustandsgrößen des Systems sind der Druck der Sickerwasserphase 

(SW), die darin enthaltene Massenfraktion von Acetat, die Sättigung der Deponiegasphase 

(DG), die Massenfraktion von Kohlendioxid im Gas, die Temperatur und die Massenfraktion 

organischer Substanz in der festen Phase (orgFS).

30 

[m] 

25 

20 

15 

10 

5 

5a 

30a 

0 

100000 102500 10500 

Druck [Pa] 

SW,DG 

30 

[m] 

25 

20 

15 

10 

5 

5a 

30a 

0 

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 

SDG - 113 - 

30 

[m] 

25 

20 

15 

10 

5 

30a 

5a 

X orgFS 

0 

0 0.02 0.04 0.06 

30 

[m] 

25 

20 

15 

10 

5 

30a 

5a 

0 

273 293 313 333 353 

Temperatur [°K] 

B6 


Abb. 9: Entwicklung der Zustandsgrößen Druck, Sättigung, organische Substanz und Temperatur 

Die Entwicklung und Verteilung des Drucks im Porenraum, der Sättigung der Deponiegasphase, 

der Temperatur und der organischen Substanz ist in Abb. 9 dargestellt. In den ersten Jahren strömt 

der überwiegende Teil des mobilen Wassers in die Dränschicht, in der die Geschwindigkeit geringer 

als im Deponiekörper ist. Daher steigt der Wasserdruck mit zunehmender Deponietiefe, und Sickerwasser 

staut sich über der Dränschicht. In den nachfolgenden Jahren bleibt das Verhältnis der 

Sättigungen von Sickerwasser und Deponiegas nahezu konstant. Wenn der abgeschätzte Parameter 

des makroskopischen Modells für die relative Permeabilität �BC klein ist, sinkt die Mobilität der 

flüssigen Phase sehr rasch. 

In Bereichen, die nahezu optimale Abbaubedingungen (Temperatur, pH-Wert) aufweisen, ist die 

organische Substanz nach wenigen Jahren bereits vollständig abgebaut, wogegen in Bereichen mit 

hohen Temperaturen der Abbau viel langsamer abläuft. Daraus folgt, dass der Einfluss von Wärmetransport 

größer auf den Temperaturverlauf sein kann als der Einfluss von Wärmeproduktion aus 

den Enthalpien der Reaktionen.

B6 


30 

[m] 5a 

25 

20 

15 

10 

5 

30a 

0 

0 5000 10000 15000 

[mg Acetat / l Sickerwasser] 

- 114 - 

30 

[m] 

25 

20 

15 

10 

5 

CO 2 -Anteil 

Dampfanteil 

CH 4 - 

Anteil 

X k 

0 

0 0.25 0.5 0.75 1 

DG 

Abb. 10: Acetatkonzentration im Sickerwasser; Zusammensetzung der Gasphase nach 10 Jahren 

Die Entwicklung des Acetats in der Sickerwasserphase ist dem der organischen Substanz sehr ähnlich, 

siehe Abb. 10. In Bereichen mit günstigen Temperaturen wird produziertes Acetat sofort in 

Methan, Kohlendioxid und Wärme umgewandelt. Wenn zusätzlich die Mobilität der flüssigen 

Phase sehr gering ist, wird nur wenig Acetat nach unten transportiert, vgl. Abb. 11 links. Hier 

nimmt die Acetatkonzentration im abfließenden Sickerwasser nach ca. 3 Jahren ab. In Übereinstimmung 

mit dem Sättigungsverlauf sinkt die Emissionsrate des Sickerwassers auf einen Grenzwert. 

3000 

[kg] 

2400 

1800 

1200 

600 

Wasserabfluß 

Acetat-Konzentration 

0 

0 

0 10 20 Zeit [a] 30 

2500 

[mg/l] 

2000 

1500 

1000 

500 

800 

[kg] gespeicherte organische Substanz 

600 

400 

200 

CH4 CH4 -Emission 

CO2 CO2 -Emission 

0 

0 10 20 Zeit [a] 30 

Abb. 11: zeitliche Entwicklung der flüssigen und gasförmigen Emissionen 

Im vorliegenden Fall liegen nach Abfluss des überwiegenden Teils des mobilen Sickerwassers stationäre 

Werte der Emissionen und der Zustandsgrößen im Deponiekörper vor. Daher sind Prognosen 

für die Stoffentwicklungen für weitere Jahrzehnte möglich, wenn die Deponie abgedichtet 

bleibt. Die gespeicherte organische Substanz wird hier in rund 60 Jahren vollständig in Deponiegas 

umgewandelt und damit das initial vorhandene Gefährdungspotential verschwunden sein. Voraussetzung 

für qualifizierte Aussagen über den Einfluss einzelner Parameter ist neben hinreichend genauen 

Anfangswerten und Randbedingungen auch die Möglichkeit, die Deponie eindimensional 

abstrahieren zu können. Die horizontal eingebauten Abfallschichten müssen daher auf der Makroskala 

homogen sein, so dass keine signifikanten zweidimensionalen Strömungen auftreten. Nachfolgende 

heterogene Fallbeispiele zeigen zusätzlich den Einfluss streuender hydraulischer Parameter 

der Schichten in Langzeitanalysen auf.

Simulation der Prozesse in Deponiesäulen mit heterogenen Eigenschaften 

- 115 - 

B6 


Bislang sind die Anfangsbedingungen für Zustandsgrößen, Transport- und Reaktionsparameter im 

Anwendungsbeispiel homogen. Reale Deponien sind in Stoffzusammensetzung, Struktur und 

Randbedingungen jedoch äußerst heterogene Systeme. Die Erfassung hydraulischer Heterogenität 

des Porengefüges nach 2.2.6 gelingt mit Ansatz empirischer Modelle z. B. nach BROOKS-COREY. 

Lokale Inhomogenitäten des Deponiekörpers, die über die Größe eines REV hinausgehen, können 

durch Ansatz unterschiedlicher Anfangsbedingungen oder Parameter in den gekoppelten Modellen 

berücksichtigt werden. Die Inhomogenität des Kontinuums wird dann mit REVs mit unterschiedlichen 

Eigenschaften beschrieben. 

Darüber hinaus sind in Versuchen zur Validierung von Modellparametern breite Streubreiten der 

Messergebnisse die Regel. So werden in Experimenten von [OBERMANN 1999] Durchlässigkeiten 

für Sickerwasser von 10 -4 bis 10 -9 m/s und in Experimenten von [DACH 1998] bezogene Gasbildungsraten 

von 20 bis 80 l gemessen. Prognosen für Deponieverhalten mit deterministischen Berechnungen 

weisen daher große Unsicherheiten auf. Im Rahmen der durchgeführten Arbeiten wird 

zunächst der Einfluss inhomogener Eigenschaften des Deponiekörpers mit stochastischen Methoden 

untersucht. So kann der Einfluss der räumlichen Verteilung und Streuung einzelner Parameter auf 

die Prozesse überprüft und die Auswirkungen auf die Entwicklung der Zustandsgrößen im Deponiekörper 

und auf die Emissionen an Deponiegas und Sickerwasser untersucht werden. 

Exemplarisch wird hier der Einfluss der Streuung der absoluten Permeabilität Kabs als zentraler Parameter 

des Strömungsmodells untersucht. Im Modell nach Darcy ist die Permeabilität eine zentrale 

Eigenschaft von durchströmten porösen Medien. Da Versuche zu deren Bestimmung in Abfällen 

nach Literaturangaben sehr aufwendig sind und Messergebnisse große Streubreiten zeigen, ist es 

sinnvoll, den Einfluss der Permeabilität mit stochastischen Methoden zu analysieren. Die bereits 

zuvor homogen untersuchte Deponiesäule ist hier in 30 Schichten unterteilt, denen mit Zufallszahlen 

unterschiedliche Exponenten der absoluten Permeabilität zugewiesen sind. 

Die Berechnungsergebnisse sind exemplarisch angegeben, da die Anzahl der in der Monte-Carlo- 

Methode durchgeführten Simulationen nicht den erforderlichen Bedingungen genügt und keine belastbare 

Messdaten zur Validierung der Parameter vorliegen. Abb. 12 zeigt die angesetzte Normalverteilung 

und eine Realisierung für die inhomogene Deponiesäule. 

Häufigkeit 

0.9 

0.8 

0.7 

0.6 

0.5 

0.4 

0.3 

0.2 

0.1 

1 K abs =10 -Exponent 

0 

6 7 8 9 10 11 12 13 

Exponent 

Deponiehöhe [m] 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

10 -13 

10 -12 

10 -11 

10 -10 

10 -9 

K abs [m 2 ] 

Abb. 12: Verteilungsfunktion für die absolute Permeabilität und eine Realisierung im Fallbeispiel

B6 


300 

[kg] 

200 

100 

homogen Kabs =10-11 homogen Kabs =10-11 homogen Kabs =10-10 homogen Kabs =10-10 0 

0 10 20 Zeit [a] 30 

- 116 - 

1800 

[kg] 

1200 

600 

homogen Kabs =10-10 homogen Kabs =10-10 homogen Kabs =10-11 homogen Kabs =10-11 0 

0 10 20 Zeit [a] 30 

Abb. 13: Emissionen an Gas und Sickerwasser bei streuender Permeabilität 

Abb. 13 zeigt die integrierten Abflüsse des Deponiegases an der Oberfläche und des Sickerwassers 

in der Dränschicht. Die Ergebnisse der insgesamt mehr als 30 Realisationen sind in mehrfacher 

Hinsicht zu beurteilen. Die Verteilung der Permeabilität wirkt sich auf das Emissionsverhalten der 

Phasen unterschiedlich aus. Wenn die Sickerwasserphase den Porenraum nur teilweise ausfüllt, ist 

deren Mobilität bei Ansatz von �BC � 0,5 begrenzt. Streuungen der absoluten Permeabilität führen 

auch zu Streuungen der Wassersättigung und wirken sich so auf die Mobilität aus, dass Strömungsgeschwindigkeiten 

praktisch gleich Null werden können. Dagegen ist die Mobilität der Deponiegasphase 

für kleine �BC bei den auftretenden Sättigungen konstant hoch, so dass die Gasgeschwindigkeit 

durch die Variation der Permeabilität weniger beeinflusst wird, und die Gasemissionen nur 

wenig streuen. 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0 

t = 5 a: 

µ = 1.02 * 10 3 

=1.35*10 2 

� 

900 1100 1300 

t =15 a: 

µ = 1.31 * 10 3 

=1.36*10 2 

� 

1200 1400 1600 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

t =10 a: 

µ = 1.21 * 10 3 

=1.36*10 2 

� 

0 

1000 1200 1400 1600 

0 

t =30 a: 

µ = 1.49 * 10 3 

=1.16*10 2 

� 

1300 1500 1700 

Abb. 14: Häufigkeitsverteilung des integrierten Sickerwasserabflusses [kg] zu verschiedenen Zeiten

- 117 - 

B6 


In Abb. 14 sind die Abflusskurven als Häufigkeitsverteilungen dargestellt, die man erhält, wenn zu 

festen Zeiten die prognostizierten Abflüsse aller Realisationen in Klassen unterteilt werden. Die 

Abflussklassen haben gleiche Intervallbreiten und dienen der besseren Übersichtlichkeit. Die Ereignisse 

einer Klasse sind auf die Gesamtanzahl bezogen und zeigen daher relative Häufigkeiten. Wegen 

hoher absoluter Abflussunterschiede in den gewählten Zeitpunkten konnten keine Klassen 

gleich große Breiten gewählt werden. Der Mittelwert � sowie die Standardabweichung � werden 

zusätzlich berechnet. 

Die Standardabweichung der integrierten Abflusskurven ändert sich im Simulationszeitraum nur 

wenig, da das streuende Strömungsverhalten des Sickerwassers über die Zeit verschmiert enthalten 

ist. Für realistische Prognosen sind nicht nur integrierte, sondern auch aktuelle Emissionsmengen 

der Stoffe von Bedeutung, die in Abb. 15 als Häufigkeitsverteilungen aktueller Sickerwasser-abflüsse 

zu den gleichen Zeiten dargestellt sind. Die berechneten Standardabweichungen zeigen, dass 

sich lokale Inhomogenitäten in den ersten fünf Jahren am stärksten auswirken und daher die Standardabweichungen 

der integrierten Abflüsse konstant bleiben. In diesem Zeitraum ist der größte 

Teil des in der Deponie gespeicherten Wassers noch mobil. Nach 30 Jahren sind kaum noch 

Schwankungen festzustellen, über 90% der aktuellen Abflüsse liegen in der Klasse um 2,5·10 -7 kg/s. 

Die Abflusskurven unterstreichen, dass die absolute Permeabilität wesentlichen Einfluss auf Sickerwassermengen 

hat und daher für realitätsnahe Prognosen gezielt zu untersuchen ist. Wenn die 

Permeabilität homogen mit 10 -10 und 10 -11 m² angesetzt ist, fließen im zweiten Fall in 30 Jahren 

knapp 50% weniger Wasser ab, siehe Abb. 13. Die Streubreite der berechneten Abflüsse für die 

zwischen 10 -8 und 10 -12 m² normalverteilte Permeabilität liegt im Vergleich dazu in einem engen 

Bereich. 

Nach den hier gewonnenen Erkenntnissen ist für in-situ Untersuchungen und Prognosen eher die 

Größenordnung als die Streubreite der Permeabilität gezielt zu überprüfen. 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0 

1 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0 

t =5 a: 

µ = 1.77 * 10 -6 

=2.08*10 -7 

� 

1.5E-06 2E-06 

t =15 a: 

µ = 5.20 * 10 -7 

=5.14*10 -8 

� 

4E-07 5E-07 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0 

0.8 0 

0.6 0 

0.4 0 

0.2 0 

0 

t =10 a: 

µ = 8.14 * 10 -7 

=8.32*10 -8 

� 

6E-07 8E-07 

t = 30 a: 

µ = 2.66 * 10 -7 

=9.66*10 -9 

� 

3E-07 5E-07 7E-07 

Abb. 15: Häufigkeitsverteilung des aktuellen Sickerwasserabflusses [kg] zu verschiedenen Zeiten

B6 


Simulation einer 2-D Modelldeponie 

Realitätsnahe Simulationen gekoppelter Transport- und Reaktionsprozesse in Deponien sind häufig 

nur mit mehrdimensionalen Modellen möglich. Das hier entwickelte Modell kann mit dem adaptiven, 

isoparametrischen Elementkonzept Prozesse in beliebig geformten, zweidimensionalen Strukturen 

untersuchen. 

Niederschlag 

10.-11. Tag 

abbaubare 

organische 

Substanz 

50 % 

KDB 

12m 

25 m 

Atmosphäre 

1bar , 288°K 

- 118 - 

Neumann 

Dränschicht 

1bar , 288°K 

FE - Netz 

Cauchy 

Dirichlet 

Neumann 

Neumann 

Abb. 16: 2-D-Modelldeponieausschnitt und FE-Netz mit Randbedingungen 

Die Möglichkeiten des Modells werden anhand des in Abb. 16 dargestellten zweidimensionalen 

Deponieausschnitts unter Ausnutzung von Symmetrien zu den vertikalen Rändern gezeigt. Zu Anfang 

ist der Porenraum zu 60% mit Sickerwasser und zu 40% mit Deponiegas gefüllt. Organische 

Substanz ist zu 50% in der Feststoffphase des gekennzeichneten Teilgebiets konzentriert, was zu 

stark heterogenen Prozessen führt. Der Stoffabbau folgt dem reduzierten Reaktionsmodell. Da die 

Deponie oben noch nicht abgedichtet ist, können Niederschläge, die als Quellen in der obersten 

Elementreihe modelliert sind, am 10. und 11. Tag in den Abfallkörper eindringen, Deponiegas kann 

ungehindert entweichen. Am unteren Rand ist eine geneigte Kunststoffdichtungsbahn (KDB) mit 

spezieller Neumann-Randbedingung und eine Dränschicht mit Dirichlet-Randbedingungen so modelliert, 

dass Sickerwasser nur im Bereich des linken Randes abfließt. 

Zustandsgrößen der nichtisothermen 2-Phasenströmung mit vier Komponenten sind der Druck der 

Sickerwasserphase, die darin enthaltene Massenfraktion von Acetat, die Sättigung der Deponiegasphase, 

die Massenfraktion von Kohlendioxid im Gas, die Temperatur und die Massenfraktion organischer 

Substanz in der festen Phase. Der Simulationszeitraum beträgt 50 Tage. 

Abb. 17 zeigt die Sättigung der Gasphase (Sg) im Porenraum während des Regenereignisses. Für 

Wassersättigungen von weniger als 40% ist die Wasserphase nahezu immobil. Mit Eindringen von 

Niederschlägen nimmt die Gassättigung ab, das wieder mobile Sickerwasser kann durch die Deponie 

strömen und staut sich zunächst über der Dränschicht um zeitlich verzögert abzufließen. 

Mit dem Abbau von organischer Substanz strömt das produzierte Deponiegas aus dem gekennzeichneten 

Teilgebiet in das restliche Gebiet, so dass das eindringende Wasser aus den Niederschlägen 

vom 10. bis 11. Tag nur begrenzt in das Teilgebiet gelangen kann. Das Wasser strömt bevorzugt 

um das Gebiet herum und erreicht dort auch Vollsättigung.

25 

20 

15 

10 

5 

0 

0 5 10 15 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

0 5 10 15 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

0 5 10 15 

- 119 - 

0 

0 5 10 15 

Tag 9 Tag 10 Tag 11 Tag 12 

Abb. 17: Entwicklung der Depoiniegassättigung während des Regenereignisses 

25 

20 

15 

10 

5 

B6 


Abb. 18 zeigt die räumliche und zeitliche Entwicklung der Temperatur bei einer Ausgangstemperatur 

von 293 K im gesamten Deponieraum. Infolge des Stoffabbaus entsteht Wärme, die ausgehend 

vom Teilgebiet konvektiv mit Gas- und Wasserphase sowie durch Wärmeleitung transportiert wird 

und in der gesamten Deponie zu Temperaturerhöhungen führt. 

Wegen der geringeren Wärmekapazität des Deponiegases und der festen Phase hat die Sickerwasserphase 

den größten Einfluss auf die Temperaturentwicklung im Deponiekörper. Mit Einsetzen der 

Niederschläge, die eine Temperatur von 283 K haben, wird Wärme verstärkt mit der Sickerwasserphase 

konvektiv nach unten transportiert. Die Temperatur sinkt insbesondere in Bereichen mit Vollsättigung 

auf nahezu 283 K. Wenn sich das Sickerwasser bei Durchströmung des Teilgebietes erwärmt, 

zeigen Bereiche unterhalb des Teilgebietes aufgrund des Wärmetransports ebenfalls höhere 

Temperaturen. 

Nach Abklingen der Niederschläge erwärmt sich die Deponie infolge Wärmeleitung im Deponieinneren 

ausgehend vom Teilgebiet, in welchem wärmeproduzierende Abbauprozesse stattfinden. Dabei 

werden maximale Temperaturen von 323 K erreicht. 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

0 5 10 15 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

0 5 10 15 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

0 5 10 15 

0 

0 5 10 15 


Abb. 18: Entwicklung der Temperatur 

25 

20 

15 

10 

5 

Sg [-] 

1.0 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0.0 

T[°K] 

323 

313 

303 

293 

283

B6 


25 

20 

15 

10 

5 

0 

0 5 10 15 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

0 5 10 15 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

0 5 10 15 

- 120 - 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

0 5 10 15 


Abb. 19: Entwicklung der Acetatkonzentration in der Sickerwasserphase 

Ein weiteres Abbauprodukt der Hydrolyse ist Acetat, das in der Sickerwasserphase gelöst vorliegt 

und in Abb. 19 als Konzentration kg pro l Wasser dargestellt ist. Mit der Wasserströmung, insbesondere 

nach Niederschlägen, wird der gelöste Stoff konvektiv mit dem Sickerwasser transportiert 

und liegt dann unterhalb des Teilgebiets in geringen Konzentrationen vor. Die acidogene Abbaustufe 

wandelt Acetat in Methan und Kohlendioxid sowie in Wärme um, so dass es nach 50 Tagen 

wieder ausschließlich im Teilgebiet nachweisbar ist. 

2.4 Vergleich mit Arbeiten außerhalb des SFB und Bewertung der Modelle 

Ein Vergleich der Ergebnisse der Modelle für lokalen Stoffabbau und der Transportmodelle mit 

Ergebnissen aus der Literatur ist in Abschnitt 2.3 ausführlich erfolgt. In einem Vergleich der verschiedenen 

Abbaumodelle bei der Nachrechnung von DSR-Versuchen von [DACH 1998] zeigt 

sich, dass neben den eingebauten Feststoffen auch bewegliche Substrate die chemisch-biologischen 

Abbauprozesse maßgeblich beeinflussen können. Dabei ermöglicht das mikroskopische Modell die 

genaue Analyse vorhandener und transportierter Stoffe während des Abbaus. Die phänomenologische 

Beschreibung auf makroskopischer Skala kann dagegen bewegliche Substrate nur integral berücksichtigen 

und ist für lokale Analysen insbesondere von transportierbaren Stoffen nicht geeignet. 

Mit Reduktion der beteiligten Stoffe und Reaktionen des mikroskopischen Abbaumodells gelingt 

hingegen eine effizienter und dennoch genauer Skalenübergang der lokalen Massenbilanzen und 

Reaktionskinetik auf die makroskopische Ebene. 

Im Vergleich lokaler und globaler Bilanzen der beteiligten Stoffe und der Wärme sowie deren Entwicklung 

ist die Identifikation wesentlicher Zustandsgrößen und Prozesse möglich. Die Berücksichtigung 

inhomogener Deponieschichten und streuender Parameter wird an Deponiesäulen mit 

Hilfe der Monte-Carlo-Methode untersucht und stellt den Einfluss einzelner Parameter des Transportmodells 

bei Langzeitsimulationen heraus. Abschließende Berechnungen demonstrieren die Anwendbarkeit 

der Modelle auf mehrdimensionale Ausschnitte einer Modelldeponie mit inhomogenen 

Einlagerungen. Die Untersuchungen zeigen, dass genaue Prognosen des Verhaltens von Deponien 

mithilfe reduzierter, mikroskopisch begründeter Reaktionsmodelle möglich sind, wenn sie mit 

mehrdimensionalen nichtisothermen Mehrphasenströmungs- und Transportmodellen gekoppelt 

sind. 

Im Vielstoffmilieu Deponie können zahlreiche Substanzen eine wesentliche Rolle spielen, wenn sie 

nach Transport die Abbauzonen erreichen und dort die Prozesse beeinflussen. Die spezifische Ent- 

Ac [kg/l] 

3.0E-03 

2.4E-03 

1.8E-03 

1.2E-03 

6.0E-04 

0.0E+00

- 121 - 

B6 


wicklung der Stoffe im Deponiekörper gibt so Aufschluss über das Langzeitverhalten der von Deponien, 

das mit phänomenologischen Analysen der globalen Zu- und Abflüsse nicht vorhersagbar 

ist. 

Analog zur Beschreibung von Niederschlägen können auch Methoden der Deponieverfahrenstechnik 

simuliert werden. Denkbar sind z.B. gezielte Infiltrationen von Nährstoffen, die als Quellen 

modelliert die Abbauvorgänge stimulieren und deren Auswirkungen nicht nur lokal, sondern jetzt 

auch global mit gekoppelten Transport- und Reaktionsprozessen analysiert werden können. Langzeitprognosen 

mit den entwickelten Modellen sind in 1-D-Anwendungen sinnvoll, wenn der Deponiekörper 

näherungsweise homogen ist und bleibt. Treten jedoch signifikante Inhomogenitäten auf, 

die mehrdimensionale Strömungsfelder bewirken, sind auch Analysen mit dem vorgestellten Gesamtmodell 

möglich. 


In der laufenden Antragsphase ist die Weiterentwicklung mikroskopischer und reduzierter Modelle 

für lokale Massenbilanzen und Reaktionskinetik gelungen. Diese können erfolgreich in globale 

Modelle überführt und mit Mehrphasenströmungs- und Mehrkomponententransportmodellen gekoppelt 

werden. Erprobungen der Modelle anhand ausgewählter Modelldeponien und Vergleiche 

mit Ergebnissen aus der Literatur zeigen, dass das gekoppelte Gesamtmodell für realistische Prognosen 

des Langzeitverhaltens von Deponien eingesetzt werden kann. Die Berücksichtigung heterogener 

Eigenschaften und Untersuchungen des Einflusses stochastisch verteilter Modellparameter 

sind möglich. Untersuchungen zu zeitlich veränderlicher Porenstruktur und der Kompaktion sowie 

deren Einfluss auf das hydraulische Verhalten werden am Ende dieser Antragsphase begonnen und 

in der folgenden fortgesetzt. 

Eine Weiterentwicklung des bestehenden numerischen Modells ist auf mehreren Gebieten möglich. 

Eine wichtige Aufgabe ist die Beschreibung der zeitlichen Entwicklung des Porengefüges und damit 

der Strömungseigenschaften. Diese sind abhängig von mechanischen Verformungen aus Kompaktion, 

Biofilmbildung und Stoffabbau sowie Stofftransport, wenn Sorptionsprozesse, Ablagerungen 

und Inkrustationen berücksichtigt werden. Damit einher geht eine Modifizierung und Verifizierung 

der Parameter für das erweiterte Darcy-Modell. 

Im Bereich der Abbaureaktionen ist die Entwicklung und Untersuchung anderer Reduktionsansätze 

und Skalierungen des mikroskopischen Reaktionsmodells erforderlich. Dabei können Methoden der 

Modalanalyse mit Eigenwertbestimmung und modaler Reduktion zur Anwendung kommen. 

Anhand von Versuchsergebnissen im Teilprojekt B5 soll eine weitere Validierung der Modellparameter 

des lokalen bio-chemischen Reaktionsmodells z.B. mit Abbauraten und eine Anpassung der 

Strömungsparameter der modifizierten Darcy-Ansätze vorgenommen werden. Der Einfluss von 

Biofilmbildung und Stoffabbau auf das Porenvolumen und die Transporteigenschaften soll dabei 

experimentell untersucht und modelliert werden. 

Für die Beschreibung des Verformungsverhaltens in Abhängigkeit von Strömung und Stoffabbau ist 

die Reduktion eines vorhandenen Modells für das Verformungsverhalten [EBERS-ERNST 1999] 

auf die Kompaktion durchzuführen. Die Entwicklung der Verformung in Abhängigkeit von Stoffabbau, 

Wassersättigung und Deponieaufbau sowie deren Einfluss auf die Transportparameter bei 

geändertem Strömungsverhalten bilden dabei Schwerpunkte. Die Anbindung des reduzierten Modells 

des mechanischen Verhaltens von Siedlungsabfall an das Transportmodell ist vorgesehen.

B6 


2.6 Literatur 

BEAR, J. , BACHMAT, Y. , 1990: Introduction of Modelling Transport Phenomena in Porous Media. 

Kluwer Academic Publishers, The Netherlands 

BROOKS R., COREY A., 1964: Hydraulic Properties of Porous Media. Hydrol. Pap., Colorado 

State University 3. 

DACH, J. 1998: Zur Deponiegas- und Temperaturentwicklung in Deponien mit Siedlungsabfällen 

nach mechanisch-biologischer Abfallbehandlung. Schriftenreihe Institut WAR, TU Darmstadt, Heft 

107 

DANHAMER, H., 2002: Emissionsprognosemodell für Deponien mit mechanisch-biologisch vorbehandelte 

Abfällen – Schwerpunkt Modellierung des Gashaushaltes. Schriftenreihe WAR Bd. 138, 

Technische Universität Darmstadt 

EBERS-ERNST, J. , DINKLER D. , 1999: Modelling of Stress-Strain Behaviour of Municipal Solid 

Waste. Proc. Eurpean Conference on Computational Mechanics, Munich, Germany 

HAARSTRICK, A., HEMPEL, D. C., OSTERMANN, L., AHRENS, H., DINKLER, D., 2001: 

Modeling of the Biodegradation of Organic Matter in Municipal Landfills. Waste Management and 

Research, 19, 320-331 

HANEL, J., DINKLER, D., AHRENS, H., 2001: Modelling Coupled Processes of Waste Degradation, 

Gas- and Leachate Transport in Municipal Landfills. Sardinia 2001, Proceedings Eighth International 

Waste Management and Landfill Symposium, CISA, Cagliari, Italy 

HOSSER, D., DEHNE, M., AHRENS, H., KINDLEIN, J., 2003: Modelling Simplification of Landfill 

Processes by using Methods of Reliability Theory. Waste Management and Research, 21, 119- 

126 

HELMIG, R. , 1997: Multiphase Flow and Transport Processes in the Subsurface: A Contribution 

to the Modeling of Hydrosystems. Berlin/Heidelberg, Springer Verlag 

KINDLEIN J., DINKLER, D., AHRENS, H., 2003: Verification and Application of Coupled Models 

for Transport and Reaction Processes in Sanitary Landfills. Sardinia 2003, Proceedings Ninth 

International Waste Management and Landfill Symposium, CISA, Cagliari, Italy 

OBERMANN, I. , 1999: Modellierung des Wasserhaushalts von Deponien vorbehandelter Siedlungsabfälle. 

Mitteilungen Institut für Wasserbau und Wasserwirtschaft, TU Darmstadt, Heft 107 



DINKLER, D., HANEL, J., AHRENS, H., 2000: Modellierung von Deformations-, Transport-, und 

Reaktionsprozessen in Hausmülldeponien. Dynamische Probleme - Modellierung und Wirklichkeit, 

Tagung Universität Hannover 

HAARSTRICK, A., HEMPEL, D. C., OSTERMANN, L., AHRENS, H., DINKLER, D., 2001: 

Modeling of the Biodegradation of Organic Matter in Municipal Landfills. Waste Management and 

Research, 19, 320-331 

HANEL, J., DINKLER, D., AHRENS, H., 2001: Modelling Coupled Processes of Waste Degradation, 

Gas- and Leachate Transport in Municipal Landfills. Sardinia 2001, Proceedings Eighth International 

Waste Management and Landfill Symposium, CISA, Cagliari, Italy 

- 122 -

- 123 - 

B6 


DINKLER, D., AHRENS, H., KINDLEIN, J., 2002: Modelling Transport and Reaction Processes 

in Municipal Landfills. WCCM V, Fifth World Congress on Computational Mechanics, Eds.: H. A. 

Mang, F. G. Rammerstorfer, J. Eberhardsteiner, Vienna, Austria 

HOSSER, D., DEHNE, M., AHRENS, H., KINDLEIN, J., 2003: Modelling Simplification of Landfill 

Processes by using Methods of Reliability Theory. Waste Management and Research, 21, 119- 

126 

KINDLEIN, J., HANEL, J., DINKLER, D., AHRENS, H., HAARSTRICK, A., HEMPEL, D.C., 

2003: Modeling and Numerical Simulation of Coupled Transport and Reaction Processes in MSW 

Landfills. Waste Management, Elsevier, accepted 

KINDLEIN J., DINKLER, D., AHRENS, H., 2003: Verification and Application of Coupled Models 

for Transport and Reaction Processes in Sanitary Landfills. Sardinia 2003, Proceedings Ninth 

International Waste Management and Landfill Symposium, CISA, Cagliari, Italy 

Veröffentlichungen im Zusammenhang mit dem Arbeitsgebiet 

EBERS-ERNST, J., DINKLER, D., 2000: Simulation of Deformation Behavivour of Municipal 

Solid Waste Landfills. Proceedings of the European Congress on Computational Methods in Applied 

Sciences and Engineering ECCOMAS 2000, Barcelona 

GEISTEFELDT, J., DINKLER, D., KOWALSKY, U., 2001: A Perturbation-Based Stochastic Finite 

Element Method. ICOSSAR'01, Newport Beach, CA, USA 

STEFFENS, A., DINKLER, D., 2001: A Numerical Model for Reactive Transport in Concrete. 

Creep, Shrinkage and Durability Mechanics of Concrete and other Quasi-Brittle Materials, CON- 

CREEP-6, Proceedings 6th International Conference, F.-J. Ulm, Z. P. Bazant, F. H. Wittmann 

(Edtrs.) Elsevier, Oxford 

Dissertationen mit Bezug zum Arbeitsgebiet 

EBERS-ERNST, J., 2001: Modellierung des inelastischen Verformungsverhaltens von Siedlungsabfalldeponien. 

Institut für Statik, Bericht Nr. 2001-91, Dissertation, TU Braunschweig 

HANEL, J., 2001: Modell zur Analyse von gekoppelten Transport- und Stoffabbauprozessen in 

Deponien. Institut für Statik, Bericht Nr. 2001-92, Dissertation, TU Braunschweig 

STEFFENS, A., 2001: Modellierung von Karbonatisierung und Chloridbindung zur numerischen 

Analyse der Korrosionsgefährdung der Betonbewehrung. Institut für Statik, Bericht Nr. 2001-90, 

Dissertation, Technische Universität Braunschweig 

TACKE, A., 2002: Feuchte- und Festigkeitsentwicklung hydratisierenden Betons – Modellierung 

und numerische Analyse. Institut für Statik, Bericht Nr. 2002-94, Dissertation, TU Braunschweig 

GEISTEFELDT, J., 2003: Stochastische Finite-Element-Methoden mit Anwendung auf aero-elastische 

Tragsysteme. Institut für Statik, Bericht Nr. 2003-97, Dissertation, TU Braunschweig

- 124 -

Adaptives Modell zur Dauerhaftigkeitsprognose 

im Zuge der Überwachung von Betonbauwerken 

Prof. Dr.-Ing. Harald Budelmann 

Dr.-Ing. Frank Schmidt-Döhl 

Dipl.-Wirtsch.-Ing. Stephan Bruder 

Dipl.-Ing. Alexander Holst 


- 125 - 

B9 

Budelmann, Schmidt-Döhl 

Unter der Dauerhaftigkeit eines Betonbauwerks wird dessen baustoff- und bauteilspezifischer Widerstand 

gegen Einwirkungen aus Witterung, chemischen Einflüssen und Nutzung verstanden. 

Dauerhaftigkeitsmodelle gehen meist von Planungsdaten aus und berücksichtigen auch nur einige 

der vielfältigen Schädigungsprozesse, wie die Carbonatisierung oder den Chloridangriff. Sie sind 

zwangsläufig ungenau. 

Für eine zuverlässige nutzungsbegleitende Prognose der noch verbleibenden Dauerhaftigkeit (Restnutzungsdauer) 

eines Bauteils benötigt man zum einen Zustandsinformationen aus dem Bauwerk 

und zum anderen ein lernfähiges, adaptives Prognosemodell, das sich dem realen Zustand des Bauwerks 

anpassen kann. Ein solches adaptives Dauerhaftigkeitsmodell für die Bauwerksüberwachung 

von Betonbauwerken im Zusammenhang mit der notwendigen Messtechnik zu entwickeln und zu 

erproben, ist das langfristige Ziel des Teilprojektes (TP) B9. 

Das TP B9 wurde am 1.1.1999 begonnen, d.h. ein Jahr später als der generelle Start des SFB 477. 

Aufbauend auf dem vorhandenen nichtadaptiv arbeitenden Simulationsprogramm Transreac wurden 

in der ersten Förderperiode die Grundlagen für die Erweiterung dieses Simulationsprogramms zum 

adaptiven Modell gelegt (Einbindung von Klimamessdaten, Erweiterung des Präprozessors und des 

Hauptprogramms um Messdaten aus dem Bauwerk verarbeiten zu können). Mit dem adaptiven Modell 

konnten im Rahmen der ersten Förderperiode erste Prognoseberechnungen für einen Säureangriff 

auf ein Stahlbetonbauwerk und die adaptive Modellierung eines Austrocknungsvorganges vorgenommen 

werden. 

Das TP B9 arbeitete in den vergangenen Förderperioden mit Ersatzbauwerken vom Typ „Hohes C“ 

wobei bis zum Beginn der letzten Förderperiode zwei dieser Probebauwerke erstellt wurden. Es 

handelt sich dabei um realitätsnah hergestellte, vorgespannte Stahlbetonbauwerke, die mit aggressiven 

Lösungen sowie mit freier Witterung beaufschlagt werden und deren klimatische Randbedingungen 

durch eine ortsnahe Klimamessstation erfasst werden. Die Ersatzbauwerke wurden kontinuierlich 

messtechnisch begleitet und zur Erprobung und Weiterentwicklung von Sensoren eingesetzt. 

Zudem liefern sie die Datengrundlage für die adaptiven Simulationsberechungen und für die 

Validierung der Berechnungen mit dem adaptiven Programmsystem Transreac. 


Ausgangspunkt für die theoretischen Arbeiten im TP B9, d.h. die Erstellung des adaptiven Modells 

zur Dauerhaftigkeitsprognose ist das Simulationsprogramm Transreac. Diese Software wurde mo-

B9 


dular durch für eine adaptive Modellierung notwendige Bausteine erweitert, wobei die vorhandenen 

Teilmodelle zur Simulation von chemischen Reaktionen, Transportprozessen, Veränderungen der 

Transportparameter, Materialfestigkeit usw. weitergenutzt werden. Dies betrifft auch die inzwischen 

im Rahmen des SPP 1122 realisierte Möglichkeit mit Transreac Monte-Carlo-Simulationen 

ausführen zu können. Ein weiterer wesentlicher Bestandteil war die Einbeziehung eines Carbonatisierungsmodells. 

Diese theoretischen Arbeiten werden im Folgenden zuerst beschrieben. 

Wie bereits erwähnt, arbeitet das TP B9 auf der experimentellen Seite mit Ersatzbauwerken vom 

Typ „Hohes C“. Diese Ersatzbauwerke sind mit kommerziell erhältlichen Anodenleitern, Multiringelektroden 

und Thermoelementen sowie mit neu entwickelten Sensoren der TP C1a und C1b 

instrumentiert. Zur Erfassung des Zustandes dieser Ersatzbauwerke in den einzelnen Beaufschlagungsfeldern 

werden neben den Messsignalen dieser Sensoren auch manuell Daten mit klassischen 

Methoden der Bauwerksuntersuchung gewonnen (manuelle Messung von Schädigungstiefen, Probenentnahme 

zur Phasen- und Elementanalytik usw.). Diese Daten dienen dann als Eingangsgrößen 

für die adaptiven Modellierungen. 

Daneben hat sich das TP B9 auch mit der Entwicklung eines zum Monitoring geeigneten Sensorssystems 

zur Ermittlung der oberflächennahen Betonpermeabilität befasst und Dienstleistungen 

(Probenherstellungen und Berechnungen) für andere Teilprojekte erbracht. 

2.2.1 Einbindung eines Karbonatisierungsmodells in das Programmsystem Transreac 

Zur Simulation der Karbonatisierung von Stahlbetonbauteilen wurde Transreac um ein Modul zur 

Berechnung des material- und feuchteabhängigen CO2 (gas) Transports auf der Grundlage der 

Fick’schen Diffusionsgesetze erweitert. Aufgrund der sehr niedrigen Konzentrationen der bei der 

Karbonatisierung zu berücksichtigenden CO2-Spezies waren dabei einige nicht zu erwartenden 

Probleme zu lösen. Die adaptive Modellierung einer Karbonatisierung unter zu Hilfenahme dieses 

Moduls wird weiter unten vorgestellt. 

2.2.2 Präprozessorprogramm Adapti 

Das in der ersten Förderperiode für zwei adaptive Eingriffsvarianten realisierte Präprozessorprogramm 

Adapti wurde in der zweiten Förderperiode vollständig überarbeitet. Es besteht jetzt 

die Möglichkeit über eine Eingabemaske (s. Abb. 1) 9 verschiedene Eingriffsvarianten auszuwählen, 

die dann entsprechend den adaptiven Vergleichszeitpunkten gezielt die ausgewählten Transportparameter 

wie z.B. den Gasdiffusionskoeffizient, den Ionendiffusionskoeffizient oder den kapillaren 

Flüssigkeitstransport beeinflussen. 

Abbildung 1: Eingabemaske des Präprozessors für die adaptiven Daten 

- 126 -

2.2.3 Realisierung des adaptiven Eingriffes im Hauptprogramm 

- 127 - 

B9 


Das in der ersten Förderperiode entwickelte Modul zur adaptiven Beeinflussung wurde in der 

zweiten Förderperiode überarbeitet und erweitert. Das bewährte Prinzip, die Modellparameter nicht 

direkt zu verändern, sondern lediglich mit einem Korrekturfaktor zu multiplizieren, wurde beibehalten. 

Der Programmablauf entspricht in etwa folgenden Schema. 

Im Hauptprogramm wird zum Programmstart überprüft, ob eine Datei mit adaptiven Daten vorliegt. 

Sofern Daten vorliegen, wird automatisch eine Variable gesetzt und somit das Modul für die adaptive 

Modellierung aktiviert. Das Modul überprüft dann kontinuierlich während der Simulationsrechnung, 

ob ein Vergleichsereigniss oder ein Vergleichszeitpunkt eintritt. Analog des in der ersten 

Förderperiode entwickelten Algorithmus werden die Transportparameter gezielt beeinflusst. 

In der zweiten Förderperiode sind weitere Beeinflussungsmöglichkeiten der Modellparameter umgesetzt 

und getestet worden. So kann jetzt der Gasdiffusionskoeffizient, der Ionendiffusionskoeffizient, 

der Kapillartransport oder global alle Stofftransporte beeinflusst werden. Neu hinzugekommen 

ist auch ein tiefenabhängiger Beeinflussungsfaktor, der sowohl auf den Kapillartransport und 

auf den Diffusionstransport wirkt und ebenfalls adaptiv beeinflusst werden kann. Der tiefenabhängige 

Beeinflussungsfaktor wurde notwendig, da sich einige Schädigungsprofile nicht mit den bisherigen 

Transportmechanismen abbilden ließen. Die Begründung für den tiefenabhängigen Beeinflussungsfaktor 

sehen die Autoren in der Selbstabdichtung des Betons bei realen Bauwerken. Hierzu 

sind in der kommenden Förderperiode weitere Untersuchungen und Simulationsrechnungen geplant. 

Die bis zum Berichtszeitpunkt durchgeführten adaptiven Berechnungen zeigen gute Prognoseergebnisse 

bei der Nutzung der oben dargestellten adaptiven Simulationsrechnungen. Details zu den 

Berechnungen sind im Kapitel 2.3 dargestellt. 

2.2.4 Stahlbeton-Ersatzbauwerke 

Zur Überprüfung der adaptiven Modellierung werden Korrosionsversuche an mit Sensorsystemen 

ausgerüsteten Stahlbeton-Ersatzbauwerken vorgenommen. In der zweiten Förderperiode wurde ein 

drittes Ersatzbauwerk des Typs „Hohes C“ erstellt. Die Unterschiede zwischen den Ersatzbauwerken 

sind in Tab. 1 dargestellt. Aus der Tabelle geht auch hervor, dass das dritte Ersatzbauwerk nicht 

vorgespannt wird. Diese Änderung verfolgt das Ziel, Unterschiede im Schädigungsverlauf zwischen 

gerissenen und ungerissenen Betonbauwerken für die adaptive Simulationsrechnung abzuschätzen 

und einige widersprüchliche Sensorergebnisse aus den Ersatzbauwerken 1 und 2 zu überprüfen. Um 

den Vergleich zwischen den Schädigungsmechanismen im gerissenen und ungerissen Beton durchführen 

zu können wurde, abweichend vom Antrag, bei dem dritten Ersatzbauwerkes auf die Verwendung 

von Hochofenzement verzichtet. Das Bild 2 zeigt die Ersatzbauwerke. Zu sehen ist auch 

die Klimastation, die das lokale Klima im Umfeld der Ersatzbauwerke aufzeichnet, welches in den 

Simulationsrechnungen berücksichtig wird.

B9 


Abbildung 2: Ersatzbauwerke (EB) vom Typ „ Hohes C“. Links EB2, mitte EB3, rechts EB1. 

Tabelle 1: Die wichtigsten Daten zu den Ersatzbauwerken vom Typ „Hohes C“. 

Bauwerk Ersatzbauwerk 1 Ersatzbauwerk 2 Ersatzbauwerk 3 

Betonage 5.5.1999 24.5.2000 30.1.2003 

Beton C 30 / 37 C 30 / 37 C 30 / 37 

Zement CEM I 32,5 R CEM I 32,5 R CEM I 32,5 R 

Zementgehalt 340 kg/m 3 340 kg/m 3 300 kg/m 3 

w/z - Wert 0,5 0,585 0,593 

Sieblinie A/B 32 A/B 16 A/B 16 

Nachbehandlung 2 Tage in Schalung, 

3 Tage in feuchten 

Jutesäcken 

Mittlere Druckfestigkeit 

nach 28 Tagen 

Wassereindringtiefe nach 

28 Tagen 

Vorspannung 40 Tage nach Betonage 

- 128 - 

5 Tage in Schalung 5 Tage in Schalung 

44,5 N/mm 2 46,8 N/mm 2 48 N/mm 2 

33 mm 30 mm 23 mm 

100 Tage nach Betonage 

Nein

Beaufschlagung 

Beginn der Beaufschlagung 

mit Wasser 

Beginn der Beaufschlagung 

mit aggressiven 

Lösungen 

Beaufschlagungsfelder 

1. Frei Bewittert (Carbonatisierung) 



- 129 - 



2. Essigsaure Pufferlösung / stark lösender Angriff 

( 8,023g Natriumacetat und 60,05g konz. Essigsäure in 1 Liter H2O dest.) 

3. Konzentrierte NaCl Lösung (360g/l bei 20°C) / Bewehrungskorrosion 

4. Natriumsulfatlösung 

treibender Angriff 

5.Ammoniumnitratlösung 

lösender Angriff 

Sensoren in den Beaufschlagungsfeldern 

Messdatenerfassung diskontinuierlich 

2 x pro Woche 

MRE, AL 

Frei Bewittert MRE, AL, FMWS, 

T, F, P Klimadaten 

B9 




3 g/l SO4 2- 30 g/l SO4 2- 30 g/l SO4 2- 

0,3 g/l NH4 + 3 g/l NH4 + 3 g/l NH4 + 

diskontinuierlich 

2 x pro Woche 

MRE, AL, 

MRE, AL*, FMWS, 

T, F, P, TP, Klimadaten 

Essigsaure Pufferlösung MRE* MRE, AL*, FMWS, 

T, F, P 

konzentrierte 

NaCl -Lösung 

kontinuierlich 

MRE, AL, P, T, TP 

Klimadaten 

MRE, AL, P 

MRE, AL* MRE, AL, FMWS,T MRE, AL 

Natriumsulfat MRE*, AL MRE, FMWS, T MRE, AL 

Ammoniumnitrat MRE SRE*, FMWS, T MRE, AL 

Legende: 

AL: Anodenleiter - Sensorprinzip ist die Stellvertreterkorrosion - 

SRE: Spreizringelektrode - wie Anodenleiter jedoch zum nachträglichen Einbau - 

MRE: Multiringelektrode - Sensor zur Messung der elektrolytischen Leitfähigkeit - 

T: Thermoelement – Temperatursensor – 

TP: Taupunktsensor – Sensor zur Erkennung der Wasseraufnahme durch Tauwas- 

serentstehung

B9 


Legende: 

FMWS: Feuchtesensor auf Mikrowellenbasis (C1) - Siehe Teilprojekt C1 - 

F: faseroptischer Feuchtesensor (C1) - Siehe Teilprojekt C1 - 

P: faseroptischer pH Sensor (C1) - Siehe Teilprojekt C1 – 

* Auf die mit * gekennzeichneten Sensoren wird in diesem Bericht näher 

eingegangen. 

Diskrete Untersuchungen 

essigsaure Pufferlösung MIP, DTA/TG MIP, DTA/TG 

konzentrierte 

NaCl Lösung 

XRD, DTA/TG, Cl, 

Ca 

Natriumsulfat MIP, XRD, DTA/TG, 

Ca 

XRD, DTA/TG, Cl, 

Ca 

MIP, DTA/TG, Ca 

Ammoniumnitrat MIP, DTA/TG, Ca MIP, DTA/TG, Ca 

Frei Bewittert MIP, DTA/TG, Ca MIP, DTA/TG, Ca 

Legende: 

Cl: Bestimmung des Cl Gehalts 

XRD: Röntgenphasenanalysen (z.B. auf Friedelsches Salz, Ettringit usw.) 

Ca: Calciumanalysen zur Bestimmung des Zementgehaltes der Probe. Notwendig 

für die Skalierung der Ergebnisse der diskreten Untersuchungen 

MIP: Quecksilberdruckporosimetrische Untersuchungen 

DTA/TG: Differentialthermoanalyse/-gravimetrie zur quantitativen Phasenanalyse 

einzelner Spezies (Friedelsches Salz, Portlandit) 

2.2.5 Untersuchung von Stahlbetonfundamenten von Windkraftanlagen in Böden mit 

kalklösender Kohlensäure 

Das TP B9 ist im Zuge der 2. Förderperiode an die Fa. Enercon herangetreten. Enercon baut Windkraftanlagen 

deren Fundamente z.T. einem Angriff durch kalklösende Kohlensäure ausgesetzt sind. 

Die adaptive Modellierung und Prognose dieses Angriffs auf entsprechende Bauteile soll ein 

Schwerpunkt des TP B9 in der nächsten Förderperiode darstellen (s. Antrag). Im Rahmen der 2. 

Förderperiode wurden dazu vorbereitende Arbeiten durchgeführt und in Zusammenarbeit mit Enercon 

eine erste Beprobung einer bestehenden Anlage durchgeführt, deren Daten später in die adaptive 

Modellierung einfließen sollen. 

2.2.6 Sensoren und Untersuchungen am Ersatzbauwerk 

Wie aus Tab. 1 hervorgeht, sind in den Ersatzbauwerken sowohl neuentwickelte Sensoren der Teilprojekte 

C1a und C1b als auch kommerzielle Sensoren installiert. Zu den Funktionsprinzipien und 

Ergebnissen der neuentwickelten Sensoren sei hier auf die Berichte der entsprechenden Teilprojekte 

verwiesen. Das Teilprojekt B9 nutzt die aufbereiteten Ergebnisse der neuentwickelten Sensoren für 

adaptive Simulationsrechnungen, wie z.B. der Austrocknung von Beton und stellt für die Sensorhersteller 

die beaufschlagten Ersatzbauwerke zur Installation und zum Test der Sensoren zur Verfügung. 

Weiter führt das Teilprojekt B9 diskrete Untersuchungen an den Ersatzbauwerken durch und 

- 130 -

- 131 - 

B9 


stellt damit die Informationsgrundlage für die Validierung der Sensoren bereit. Bei den kommerziellen 

Sensoren sind Multiringelektroden, Anodenleiter und Spreizringelektroden der Fa. S&R 

Sensortec Aachen im Einsatz. Sie werden in den Ersatzbauwerken in von dem Hersteller nicht erprobten 

Bereichen eingesetzt. Details zu den Einsatzfeldern und Auswertungsergebnissen sind im 

Kapitel 2.3 aufgeführt. 

2.2.7 Entwicklung eines Systems zur Messung der oberflächennahen Betonpermeabilität 

Ziel dieser Arbeiten ist die Entwicklung eines online fähigen Messsystems zur Überwachung der 

Permeabilitätsveränderung oberflächennaher Betonschichten. Bei diesem Verfahren bildet sich infolge 

der natürlichen Luftdruckschwankungen eine Druckdifferenz in einem durch den zu untersuchenden 

Beton abgeschlossenen Holraum und der Atmosphäre. Die Druckdifferenz steht in Zusammenhang 

mit der atmosphärischen Druckveränderung und dem Permeabilitätskoeffizienten des 

zu beurteilenden Betons. Die Zusammenhänge sind in Abbildung 3 dargestellt. Zur Entwicklung 

des Systems sind nach einer Marktanalyse kostengünstige Drucksensoren beschafft worden und in 

Betonversuchskörper installiert und getestet worden. Erste Ergebnisse werden im Kapitel 2.3 dargestellt. 

Abbildung 3: Schematische Darstellung des Systems zur Messung der oberflächennahen 

Betonpermeabilität. 


In diesem Bericht wird nur auf Ergebnisse der Ersatzbauwerke 1 und 2 eingegangen, da der Beaufschlagungszeitraum 

am 3. Ersatzbauwerk noch nicht ausreicht und bisher keine tiefengestaffelten 

Sensorsignale vorliegen. Es ist nicht vorgesehen, das Ersatzbauwerk 3 vorzuspannen, da die Ergebnisse 

der Ersatzbauwerke 1 und 2 es notwendig erscheinen lassen, die Sensoren ohne den Einfluss 

von Rissen zu testen. Um eine bessere Vergleichbarkeit zwischen den Ersatzbauwerken 1 und 2 mit 

Rissen und dem Ersatzbauwerk 3 ohne Risse zu erhalten, wurde auch abweichend von dem Antrag

B9 


der 2.Förderperiode das 3. Ersatzbauwerk ebenfalls mit einem Portlandzement und nicht mit einem 

Hochofenzement erstellt. Für die in der Tabelle 1 mit * gekennzeichneten Sensoren werden Messergebnisse 

in den folgenden Abbildungen dargestellt und kommentiert. Die Ergebnisse der Sensoren 

der Teilprojekte C1a und C1b sind in den Berichten dieser Teilprojekte dargestellt. 

2.3.1 Ergebnisse der Sensoren – Anodenleiter 

Die Anodenleitern der Firma Sensortec funktionieren nach dem Prinzip der Stellvertreterkorrosion. 

Für jede Sprosse der Anodenleiter wird die durch die Korrosion entstehende 

Korrosionsspannung und der Strom gemessen. Die Überschreitung 

der vom Hersteller definierten Alarmschwellen von -150 

[mV] für die Spannung und 15 [µA] für den Strom gibt die relevante 

Schädigungsinformation. Abb. 4 zeigt die Anodenleiter im Einbauzustand 

vor der Betonage. Abb. 5 zeigt das zeitlich versetzte tiefenabhängige 

Ansteigen der Korrosionsspannung. Das „verfrühte“ Ansteigen 

der Korrosionsspannung in 6 cm Tiefe unter der Betonoberfläche 

ist darauf zurückzuführen, das die entsprechende Anode mit dem Bewehrungskorb 

verbunden ist und daher Korrosionsspannungen des 

Bewehrungskorbes registriert. 

In die Abbildung 5 sind zwei Cl - Gehalte die aus einer Bohrmehlanalyse 

resultieren tiefen- und zeitrichtig eingezeichnet. Im ersten Fall 

Abbildung 4: Anoden- fällt die Probenahme mit dem Zeitpunkt des erstmaligen Überschreileiter 

im Einbauzustand tens der Alarmschwelle in der Tiefe 3,75 cm zusammen. Die Messda- 

kurz vor der Betonage. 

ten zeigen das prinzipielle Funktionieren der Anodenleiter im gerissenen 

Bereich einer im Zustand II befindlichen Stahlbetonkonstruktion. 

Andererseits zeigen Sie auch wie problematisch die Messung ist, da eine Schädigung des Bewehrungskorbes 

durch Stahlkorrosion bereits eingetreten ist, bevor die Anode in der selben Tiefenebene 

(5 cm Tiefe) die Alarmschwelle überschreitet. 

-150-0 [mV] 

-300--150 

7. Mai 99 9. Jul 99 28. Okt 99 5. Jun 00 

Datum 

9. Jan 01 2. Aug 01 22. Apr 02 

Abbildung 5: Korrosionsspannung gemessen mit der Anodenleiter im mit NaCl beaufschlagten Feld 

des Ersatzbauwerkes 1. 

- 132 - 

Chloridgehalt aus 

diskreter Messung vom 

Mai 2000 

0.18 [m.% / Beton] 

Chloridgehalt aus 

diskreter Messung vom 

August 2001 

0.18 [m.% / Beton] 

1.5 cm 

3.0 cm 

4.5 cm 

Tiefe 

Bewehrung

- 133 - 

B9 


Die Anodenleiter im NaCl - beaufschlagten Feld des Ersatzbauwerkes 2 ( nicht abgebildet ) zeigte 

bereits vor dem Vorspannen Korrosionstiefen von 2,5 cm. 20 Tage nach dem Vorspannen lag die 

Spannung bei allen Anoden der Anodenleiter über dem Alarmwert. Dies zeigt, dass die Interpretation 

der Ergebnisse dieser Sensoren nicht immer leicht ist. 

Die Abbildung 6 zeigt die Korrosionsspannung gemessen mit der Anodenleiter im freibewitterten 

Feld des Ersatzbauwerkes 2. Hier wurde die Alarmschwelle für die erste Anode, die in einer Tiefe 

von 1,5 cm liegt, ca. 5 Monate nach der Herstellung des Ersatzbauwerkes überschritten. Die Ursache 

kann nicht auf großflächige Karbonatisierung zurückgeführt werden, da die Karbonatisierungstiefen 

zu diesem Zeitpunkt lediglich 2 mm betrugen. Genauso wenig lässt sich das Überschreiten 

der Korrosionsspannung an der Anode 4 in der Tiefe 3,75 cm mit Karbonatisierung erklären. 

Eine mögliche Erklärung ist eine Rissflankenkarbonatisierung. 

-150-0 [mV] 

-300--150 

-450--300 

1.5 cm 

Jun. 00 Sep. 00 Nov. 00 Mrz. 01 Jul. 01 Nov. 01 Mai. 02 

Bewehrung 

Mai. 03 

Datum 

Abbildung 6: Korrosionsspannung gemessen mit der Anodenleiter im freibewitterten Feld des Ersatzbauwerkes 

2. 

Die Abbildung 7 zeigt die Korrosionsspannung gemessen mit der Annodenleiter im mit essigsaurer 

Pufferlösung beaufschlagten Feld des Ersatzbauwerkes 2. Die Messwerte der Anodenleiter zeigen 

einen gut nachvollziehbaren Verlauf der Korrosionsfront. Gut zu erkennen sind auch die Zeiträume, 

in denen die Beaufschlagung unterbrochen wurde. Der Einsatz der Anodenleiter zur Detektierung 

dieses Schadensmechanismus scheint nach den bisher vorliegenden Erkenntnissen auch im gerissenen 

Bereich einer Betonkonstruktion möglich und plausibel. Die letzte frei positionierbare Anode 

liegt in der Ebene der Bewehrung ohne mit dieser verbunden zu sein. Sie zeigt noch keine Korrosion. 

3 cm 

4.5 cm 

Tiefe

B9 


-150-0 [mV] 

-300--150 

-450--300 

Jun. 00 Sep. 00 Nov. 00 Mrz. 01 Jul. 01 Dez. 01 Jul. 02 

Datum 

Abbildung 7: Korrosionsspannung gemessen mit der Anodenleiter im säurebeaufschlagten Feld des 

Ersatzbauwerkes 2. 

2.3.2 Ergebnisse der Sensoren – Spreizringelektroden 

Die Spreizringelektroden arbeiten nach dem Prinzip der Anodenleitern, sind jedoch für die nachträgliche 

Installation im Bauwerk vorgesehen. Eine Spreizringelektrode wurde nachträglich im 

Ammoniumnitratfeld eingebaut, da bei der Betonage die eingeplante Multiringelektrode beschädigt 

wurde. Abb. 8 zeigt die gemessenen Korrosionsspannungen. 

Dez. 00 Mrz. 01 Mai. 01 Jul. 01 Okt. 01 Mrz. 02 Aug. 02 

Datum 

Abbildung 8: Korrosionsstrom gemessen mit der Spreizringelektrode im Ammoniumnitratbeaufschlagten 

Feld des Ersatzbauwerkes 2. 

Die gemessenen Korrosionsströme lagen unmittelbar nach dem Einbau über der Alarmschwelle für 

Korrosion. Mit dem Abschalten der Beaufschlagung während der Frostperiode sank der Korrosionsstrom 

deutlich unter die vorgegebene Alarmschwelle. Die Korrosionsspannung (nicht gezeigt) 

blieb jedoch auch in der beaufschlagungsfreien Zeit über den Grenzwerten. Die erhoffte tiefenselektive 

Korrosionsinformation konnte nicht beobachtet werden. 

- 134 - 

30-45 

15-30 

0-15 [µA] 

1.5 cm 

3 cm 

4.5 cm 

Bewehrung 

7.5 

6.25 

5 

3.75 

2.5 

Tiefe 

1.25 

Tiefe

- 135 - 

B9 


Zur Beurteilung der Ursache für die nicht plausiblen Messdaten wurde die Spreizringelektrode aus 

dem Bauwerk entnommen. Dabei zeigte sich an allen Anodenringen im untenliegenden Mantelbereich 

Korrosion. Die untenliegende Mantelfläche der beim Einbau hergestellten Kernbohrung war 

offensichtlich nass. Da ein optisch sichtbarer Riss die Kernbohrung nicht kreuzte, muss die Flüssigkeit 

entweder an der Mantelfläche zwischen Spreizringelektrode und Kernbohrung eingedrungen 

sein oder konstruktionsbedingt einen Weg durch den Sensor genommen haben. Zur Überprüfung 

dieser Problematik sind weitere Untersuchungen in der dritten Förderperiode vorgesehen. Abb. 9 

zeigt die Spreizringelektrode nach dem Ausbau. Die Deformation der Spreizringelektrode entstand 

beim Ausbau für den die Elektrode in Einzelringe zerlegt werden musste. Schon beim Ausbau, der 

Spreizringelektrode trat in geringem Umfang Wasser aus der Kernbohrung aus. Der erste Ring der 

Elektrode zeigte auf dem gesamten Umfang deutliche Korrosion, wie in der mittleren Abbildung zu 

sehen ist. In dem in der Kernbohrung untenliegenden Bereich sind alle Ringe durch Korrosion angegriffen. 

Abbildung 9: Spreizringelektrode nach dem Ausbau aus dem Ammoniumnitrat beaufschlagten Bereich 

des Ersatzbauwerkes 2 Die Bilder zeigen von links nach rechts die Kernbohrung, die Spreizringelektrode 

mit der in der Kernbohrung oben liegenden Seite und die Spreizringelektrode mit der 

in der Kernbohrung unten liegenden Seite. 

2.3.3 Ergebnisse der Sensoren – Multiringelektroden 

Die Multiringelektroden der Fa. Sensortec werden für die tiefengestaffelte Leitfähigkeitsmessung 

(Impedanz bei ca. 105Hz) im Beton eingesetzt. Da der gemessene Wert eine systemspezifische 

Größe ist, sind nur qualitative Aussagen möglich. Dennoch hat sich die Multiringelektrode bei lösenden 

und bei treibenden Schädigungsmechanismen zur Schadenserkennung bewährt, da beide 

Schadensmechanismen das Porenvolumen des Betons verändern. Daraus resultiert eine signifikante 

Veränderung der Impedanz. Eine definierte „Alarmschwelle“, wie bei den Anodenleitern, gibt es 

bei den Multiringelektroden jedoch nicht. Abb. 10 zeigt Daten aus dem Natriumsulfatfeld des Ersatzbauwerkes 

1. Deutlich zu erkennen sind die Impedanzanstiege in den nicht beaufschlagten Zeiträumen, 

aber auch der von der Oberfläche ausgehende kontinuierliche Anstieg der Impedanz, der 

auf die Bildung von Ettringit und damit der Verringerung des Porenvolumen zurückgeführt werden 

kann (vgl. mit den Ergebnissen der Phasenanalysen im Kapitel 2.3.5). Eine erneute Verringerung 

der Impedanz durch Treibrissbildung wurde bislang nicht beobachtet. Sie wird in der kommenden 

Förderperiode erwartet.

B9 


1200-1800 

600-1200 

0-600 

Mai. 99 Jul. 99 Nov. 99 Jun. 00 Feb. 01 Sep. 01 Jul. 02 

Beaufschlagungsfreie Zeit 

Ausfall der Sensoren 

Abbildung 10: Messdaten der Multiringelektrode im Natriumsulfatfeld des Ersatzbauwerks 1. Die 

Einheiten sind messgerätspezifisch und können als Impedanz [Ohm] interpretiert werden (der physikalischen 

Bedeutung der Einheit werden die Messwerte jedoch nicht gerecht). 

Die Messergebnisse der Multiringelektrode im Säurefeld zeigen ein Absinken der Impedanz durch 

die Vergrößerung der Porosität des Betons. Als Schädigungskriterium wurde das Absinken der Impedanz 

auf unter 600 ([Ohm]) festgelegt. Dieses Schädigungskriterium stimmt gut mit den Ergebnissen 

manueller Messungen überein. Abb. 11 zeigt entsprechende Messdaten. 

1200-1800 

600-1200 

0-600 

Mai. 99 Jun. 99 Sep. 99 Nov. 99 Mai. 00 Okt. 00 Jun. 01 Mai. 02 

Datum 

Datum 

Abbildung 11: Messergebnisse der Multiringelektrode im mit Essigsäure beaufschlagten Feld des 

Ersatzbauwerkes 1. Die Einheiten sind messgerätespezifisch ( s.o.). 

2.3.4 Ergebnisse der Sensoren – Temperatur, Klima, Taupunkt, Sensoren TP C1a und C1b 

Die in den Ersatzbauwerken installierten Thermoelemente zeichnen kontinuierlich das Temperaturprofil 

auf. Die gemessenen Temperaturen werden zur Temperaturkompensation der mit den Multiringelektroden 

gemessenen Impedanzen und für die Erstellung von Temperaturprofilen verwendet. 

- 136 - 

0.5 cm 

1.5 cm 

2.5 cm 

3.5 cm 

0.5 cm 

1.5 cm 

2.5 cm 

3.5 cm 

Tiefe 

Tiefe

Cl-Gehalt [m.%-Beton] 

1.8 

1.6 

1.4 

1.2 

1 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0 

- 137 - 

B9 


Cl-Gehalt Mai 2003 

Cl-Gehalt Aug 2001 

Cl-Gehalt Mai 2000 

0 0.5 1 1.5 2 2.5 

Tiefe [cm] 

3 3.5 4 4.5 5 

Abbildung 12: Chloridhalt im mit konzentrierter NaCl Lösung beaufschlagten Feld, Ersatzbauwerk 1. 

Nicht alle Befeuchtungsereignisse der Ersatzbauwerke waren über Regenereignisse erklärbar. Daher 

wurden auf der Oberfläche der bewitterten Seite Taupunktsensoren und beim Ersatzbauwerk 3 ein 

oberflächennaher Niederschlagssensor installiert. Diese zusätzlichen Informationen fließen bei der 

Kontrolle und Interpretation aller im freibewitterten Feld eingebauten Sensoren mit ein. 

2.3.5 Ergebnisse der diskreter Laboruntersuchungen 

Zur Überprüfung, Validierung und Interpretation der Sensorergebnisse und als Grundlage für die 

adaptive Simulationsrechnung wurden verschiedene tiefengestaffelte Laboranalysen an Proben aus 

den Ersatzbauwerken durchgeführt (s. Tab. 1). Zwei Beaufschlagungsbereiche sind dabei von besonderem 

Interesse. Das mit Natriumsulfat beaufschlagte Feld des Ersatzbauwerks 1 und zum anderen 

das mit konzentrierter NaCl-Lösung beaufschlagte Feld. 

Mittels Röntgenphasenanalyse von Bohrmehlproben im Sulfatfeld des Ersatzbauwerkes 1 konnte 

eine Zunahme der Ettringitkonzentration beobachtet werden. Um unterschiedliche Zuschlag/Bindemittelverhältnisse 

in den Einzelproben auszugleichen, wurden parallel zu den Röntgenphasenanalysen 

Calciumanalysen der Mehle durchgeführt und die Röntgenintensitäten mit einem 

entsprechenden Korrekturfaktor korrigiert. Mit den Analyen konnte nachgewiesen werden, 

dass die Ettringitkonzentration im ersten Zentimeter etwa um den Faktor 2 größer ist, als in größerer 

Tiefe des Betonbauwerks. Auch in 2 bis 4 cm Tiefe scheinen noch erhöhte Ettringitkonzentrationen 

vorzuliegen. Dies steht in guter Übereinstimmung mit den Messergebnissen der Multiringelektrode 

(s. dazu auch Kapitel 2.3.3). 

In der Abbildung 12 ist der Cl - -Gehalt bezogen auf den Beton über die Tiefe dargestellt. Die Analyseergebnisse 

weisen sehr hohe Chloridkonzentrationen bis in große Tiefen auf und zeigen gute 

Übereinstimmung mit der Anodenleiter. Die auf den Zementgehalt umgerechneten Messwerte 

(nicht dargestellt) liegen alle deutlich über dem Richartz - Kriterium für die maximal zulässigen 

Cl - -Konzentrationen.

B9 


2.3.6 Status des onlinefähigen Systems zur Messung der oberflächennahen 

Betonpermeabilität 

Nach einer grundsätzlichen Überprüfung der Funktionsfähigkeit des Systems wurden mehrere Versuchskörper 

erstellt, die sich im Zementgehalt und im W/Z –Wert unterschieden. Die Seiten- und 

die Bodenfläche der Versuchskörper wurden mit einem Epoxydharz gasdicht versiegelt, so dass der 

Gasstrom nur durch die Betonoberfläche erfolgen konnte. Abb. 13 zeigt den Versuchsaufbau. Der 

notwendige Hohlraum im Beton wurde durch eine Bohrung ohne Schlag hergestellt. In den Bohrkanal 

wurde anschließend ein Adapter eingeklebt, der für einen gasdichten Abschluss des Bohrkanals 

sorgt. Der Gassaustausch aufgrund des atmosphärischen Druckverlaufes erfolgt somit durch 

das Porensystem des Betons. Die Kalibrierung der Drucksensoren erfolgt anhand von charakteristischen 

Punkten im Druckverlauf. So muss beim Hochpunkt und beim Tiefpunkt des Innendruckes 

der Luftdruck identisch mit dem atmosphärischen Luftdruck sein. Dabei wird der Tiefpunkt des 

Innendruckes genutzt, um den Offset des Drucksensors im Vergleich zum Referenzsensor festzulegen. 

Der Hochpunkt wird genutzt um die Steigung für die Zweipunktkalibrierung zu berechen. Mit 

den so aufgearbeiteten Messdaten wird unter Anwendung des Darcy-Gesetzes ein Permeabilitätsmaß 

berechnet. Da die durchströmte Fläche nicht eindeutig festgelegt werden kann, ist die direkte 

Bestimmung eines Permeabilitätskoeffizienten nicht möglich. Für die dritte Förderperiode sind deshalb 

Vergleichsmessungen mit dem VDZ-Laborverfahren vorgesehen. 

Abbildung 13: Versuchsaufbau. Im Vordergrund das 

Messgerät und dahinter Versuchskörper mit jeweils 4 

Drucksensoren und einem Temperatursensor. Die Versuchskörper 

unterscheiden sich im Zementgehalt und im 

W/Z – Wert. 

- 138 - 

Abbildung 14: Mangelhafte Abdichtung 

zwischen Beton und Adapterkörpers der 

zur Aufnahme des Drucksensors dient. 

Die unerwartet geringen Druckdifferenzen zwischen dem Innendruck und dem atmosphärischen 

Druck, die sich bei den Versuchen gezeigt haben, führten zu weiteren Untersuchungen der Einbauqualität 

der Adapterstücke. Es zeigte sich, dass die Verklebung wie in Abb. 14 nicht vollflächig er-

- 139 - 

B9 


folgt war und damit die Betondeckung deutlich zu gering ausfiel. Derzeit laufen Versuche zur Optimierung 

des Einbauverfahrens, wobei spezielle Packer beschafft worden sind, die sowohl geklebt 

als auch gespannt eingebaut werden. Nach Abschluss der Optimierung werden die Versuchsreihen 

zur Bestimmung des Permeabilitätsmaßes weitergeführt. 

2.3.7 Karbonatisierungsberechnung mit dem Programmsystem Transreac 

Wie beschrieben wurde Transreac so erweitert, dass Karbonatisierungsreaktionen berechnet werden 

können. Der entscheidende Parameter für die transportierten Gasmengen ist der Diffusionskoeffizient. 

In dem Programmsystem wird der Diffusionskoeffizient durch die Feuchte des Bauteils und 

durch die adaptive Beeinflussung angepasst. Abb. 15 zeigt die zeitabhängigen Veränderungen des 

Phasenbestandes in einer nichtadaptiven Simulationsrechung für ein Ortselement in einer Tiefe von 

4-6 mm, für einen Beton mit einem Zementgehalt von 340 kg /m³. Weiterhin ist die Summe des in 

das Ortselement transportierten CO2 aufgetragen. 

Konzentration der Spezien [mol/m³] 

2000 

1800 

1600 

1400 

1200 

1000 

800 

600 

400 

200 

2CaO . 3SiO2 2,5H2O 2CaO SiO . 2 1.17H2O 3CaO Al. 2O3 CaCO3 11H2O 4CaO . 3SiO2 1,5H2O 5CaO 6SiO2 . 10,5H2O Ca(OH) 2. 

CaCO . 3 calcite 

SiO2 amorph . 

Summe . CO2 0 

650 1650 2650 3650 

Zeit in Tagen 

4650 5650 

Abbildung 15: zeitliche Entwicklung der Spezies während der Karbonatisierung an einem Ortselement. 

2.3.8 Adaptive Prognose der Karbonatisierung 

Da die Carbonatisierung der Ersatzbauwerke vom Typ „Hohes C“ noch vergleichsweise gering ist, 

wurden adaptive Simulationen der Carbonatisierung für Betonprobebauteile durchgeführt, die von 

Bunte [BUNTE 1994] am Institut für Baustoffe Massivbau und Brandschutz im September 1987 

erstellt worden sind. Über diese Probebauteile liegen gute Informationen bezüglich des Betons und 

der Karbonatisierung vor. Sie sind aufgrund der langen natürlichen Bewitterung und der vorliegenden 

Daten eine gute Grundlage für die Validierung der adaptiven Simulationsrechnung zur Karbonatisierung. 

Für die adaptive Prognoserechnung wurde der vorhandene Datensatz für die Ersatzbauwerke vom 

Typ „Hohes C“ nur bezüglich des Zementgehaltes angepasst. Dieses Vorgehen wurde gewählt, um 

zu zeigen, dass die adaptive Modellierung auch bei einem „schlechten“ Eingangsdatensatz funktioniert. 

In Abb. 16 ist die zeitabhängige Konzentration des CaCO3 als Funktion der Ortselemente dargestellt. 

2000 

1800 

1600 

1400 

1200 

1000 

800 

600 

400 

200 

0 

Summe diffundiertes CO 2 [mol]

B9 


Über die adaptive Modellierung konnte die gemessene Karbonatisierung gut simuliert werden 

Konzentration der Spezie CaCO 3 [mol/m³] 

2500 

2000 

1500 

1000 

500 

0 

Abbildung 16: zeitliche Entwicklung des CaCO3 während der Karbonatisierung. 

2.3.9 Adaptive Prognose des Cl Eindringens 

Zeitraum des ersten adaptiven Eingriffes. 

(Beschleunigung) 

Zeitraum des zweiten adaptiven Eingriffes. 

(Verzögerung) 

veränderte Steigung aufgrund des neu 

berechnetern Beeinflussungsfaktors 

nach Ende der adaptiven Korrektur 

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 

Zeit in Jahren 

Die chloridbedingte Schädigung ist die verbreiteteste Schädigung von Stahlbetonbauwerken. Bei 

der Durchführung der Simulationsrechnung des Chlorideindringens in den Beton der Ersatzbauwerke 

vom Typ „Hohes C“ sind Widersprüche zwischen experimentell beobachtbaren Chloridverteilungen 

bzw. Sensor-Messdaten und den Berechnungen aufgetreten. Aus diesem Grund wurde für 

den Diffusions- und den Kapillartransport ein tiefenabhängiger adaptiv beeinflussbarer Umwegfaktor 

entwickelt und in das Programmsystem Transreac integriert. Dieser tiefenabhängige Umwegfaktor 

berücksichtigt Selbstabdichtungseffekte des Betons. 

Ein weiterer Problempunkt ist die Bildung des Friedelschen Salzes [3CaO Al2O3 CaCl2 10H2O]. 

Hier konnten aus der Literatur keine eindeutigen Aussagen entnommen werden, ab welcher Cl - - 

Konzentration in der Porenlösung die Bildung des Friedelschen Salzes beginnt und welcher Anteil 

des vorhanden Tricalziumaluminats [3CaO Al2O3] für die Bildung des Friedelschen Salzes verfügbar 

ist. Derzeit laufende Untersuchungen am iBMB werden zum Ende dieser Förderperiode abgeschlossen 

sein und in die Simulationsberechnung mit einfließen. Abb. 17 zeigt aus verschiedenen 

adaptiven und nicht adaptiven Berechnungen resultierende Chloridprofile. Die Berechnungen wurden 

für ein Ersatzbauwerk des Teilprojektes C2 durchgeführt. Eingetragen ist auch das experimentelle 

Chloridprofil, das auch als Grundlage für die adaptive Berechnung diente. Die Abweichungen 

zwischen Berechnung und Analyse im oberflächennahen (0,5 cm) Chloridgehalt, kann mit der Probennahme 

erklärt werden, da das Beaufschlagungsfeld vor der Probennahme Niederschlag ausgesetzt 

war. In der Berechnung ohne adaptiven Eingriff wurde eine zu hohe Chloridkonzentration berechnet. 

Der Chlorid-Diffusionskoeffizient wurde daher durch einen adaptiven Beeinflussungsfaktor 

verringert. 

- 140 - 

2 Ortselement [-2 mm] 







adaptiver Eingriff

Cl- Konzentration [m.-% / Beton] 

1 

0.9 

0.8 

0.7 

0.6 

0.5 

0.4 

0.3 

0.2 

0.1 

0 

- 141 - 

B9 


0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 

Tiefe [cm] 

Abbildung 17: Adaptive Simulationsrechnung für das Eindringen von Cl - Ionen in den Beton. 



Weitere Arbeiten mit gleicher Zielrichtung, nämlich zur adaptiven Modellierung der Dauerhaftigkeit 

von Betonbauwerken, existieren nach Wissen der Autoren nicht. Fortschritte außerhalb des 

SFB 477 wurden aber in den letzten Jahren zu zuverlässigkeitsorientierten Schädigungsmodellen 

zum Chloridangriff und zur Carbonatisierung erzielt. Die Vorhersage des zeitlichen Verlaufs von 

physikalisch-chemischen Schädigungsprozessen an mineralischen Werkstoffen ist Thema des 

SPP1122 der DFG, an denen die Antragsteller ebenfalls beteiligt sind. Einige Teilprojekte dieses 

SPP stellen eine ideale Ergänzung zu dem TP B9 des SFB dar. Der Fortsetzungsantrag geht darauf 

näher ein. Grundlegend für die adaptive Dauerhaftigkeitsmodellierung sind außerdem geeignete 

Sensoren zur Ermittlung von Transport- und Schädigungsparametern für Betonbauwerke. Auf Arbeiten 

außerhalb des SFB zu diesem Bereich gehen die Berichte der TP C1a und C1b vertieft ein. 


450 Tage gemessen 

450 Tage berechnet nicht adaptiv 

450 Tagen adaptive Berechnung 

900 Tagen adaptive Prognose 

Offene Fragen sind im Antrag für die dritte Förderperiode aufgezeigt. Dort ist auch der Weg dargestellt 

wie in der kommenden Förderperiode die Beantwortung dieser Fragen angegangen werden 

soll. Die folgenden Ausführungen sind daher sehr kurz gehalten. 

2.5.1 Untersuchung zur Versagenswahrscheinlichkeit in Zusammenarbeit mit dem TP A1 

Aufgrund vieler in der 2. Förderperiode zu lösender Probleme wurde diese Zusammenarbeit bislang 

zurückgestellt. Außerdem konnte das Programmsystem Transreac im Rahmen des DFG SPP 1122 

durch Einbettung in eine MC-Simulation selbst zu einem probabilistischen Modell erweitert werden. 

In den zukünftigen Arbeiten soll das so erweiterte Modell Transreac jedoch nun in Zusammenarbeit 

mit dem TP A1 zur beispielhaften Ermittlung einer zeitabhängige Entwicklung der 

Versagenswahrscheinlichkeit genutzt werden.

B9 


2.5.2 Ankopplung von Sensoren 

Auch in der Vergangenheit wurden immer wieder Sensoren nachträglich in die Ersatzbauwerke 

eingesetzt. Die meisten bisher verwendeten Sensoren wurden jedoch schon bei der Betonage in das 

Bauwerk eingebaut, was die Ankopplung der Sensoren an den Beton wesentlich erleichtert. Die 

Problematik der Ankopplung von Sensoren an ein bestehendes Bauwerk wird in der kommenden 

Förderperiode ein Schwerpunkt der Arbeiten sein. 

2.5.3 Ereignisorientierte Interpretation der Sensorergebnisse 

Im Ersatzbauwerk 3 kommt nach einigen Anlaufschwierigkeiten erstmals das für den SFB 477 von 

der ibac in Aachen entwickelte automatische Messsystem für die Multiringelektroden und die Anodenleitern 

zum Einsatz. Aufgrund der Möglichkeiten dieses Messsystems wird das Ziel einer ereignisorientierten 

Messdatenauswertung erreichbar sein und noch in dieser Förderperiode angegangen 

werden. 

2.5.4 Problematik der Selbstabdichtung 

Berechnungen und Messergebnisse zum Chlorideindringen in den Ersatzbauwerken haben erhebliche 

Widersprüche gezeigt. Wenn man von einer durchgängigen Kapillarität des Betons ausgeht, 

sind diese Untersuchungen nicht plausibel. Da Beton jedoch kapillar saugfähig ist, muss ein anderer 

Effekt den Kapillartransport unterbrechen oder zumindest stark verringern. Aus dieser Überlegung 

heraus wurde für die adaptive Modellierung ein tiefenabhängiger Umwegfaktor entwickelt und erfolgreich 

genutzt. Um den Effekt der Selbstabdichtung für die adaptiven Simulationsrechnungen 

besser nutzen zu können sind in der kommenden Förderperiode Untersuchungen zur Selbstabdichtung 

des Betons vorgesehen. Für diese Untersuchungen ist auch die Nutzung des in der Entwicklung 

befindlichen Permeabilitätsmeßsystems vorgesehen. 

2.5.5 Adaptive Berechnungen zum Sulfattreiben 

Es ist beabsichtigt erste adaptive Berechnungen zum Sulfattreiben noch in dieser Förderperiode 

durchzuführen. 

2.5.6 Validierung des Programmsystems 

Ziel der adaptiven Simulationsrechnung ist es, anhand von Messergebnissen eine Verbesserung der 

Zukunftsprognose zu erreichen. Dazu wurden und werden die adaptiven Algorithmen anhand von 

geänderten Problemstellungen und neuen Messwerten überprüft und weiterentwickelt. 

Ein wichtiger, noch ausstehender Schritt ist die Erprobung der adaptiven Dauerhaftigkeitsmodellierung 

an realen Betonbauwerken. Dazu erfolgt in der nächsten Förderperiode eine Zusammenarbeit 

mit der Fa. Enercon an Windkraftanlagen in Böden mit kalklösender Kohlensäure. 

Desweiteren erwarten wir von den Messungen an dem Ersatzbauwerk 3 ohne Vorspannung und 

ohne entsprechende Risse wichtige Vergleichsdaten im Hinblick auf den Einfluss der Risse auf die 

Messergebnisse und deren Einfluss auf die adaptive Modellierung. 

- 142 -

- 143 - 

B9 


2.5.7 Weiterentwicklung des neuen Sensorsystems zum Monitoring der oberflächennahen 

Betonpermeabilität 

Die grundsätzliche Eignung des neuen Sensorsystems zum Monitoring der oberflächennahen Betonpermeabilität 

wurde zwar nachgewiesen, das System muss jedoch zu einem anwendungsreifen 

System weiterentwickelt werden. 

2.6 Literatur 

BUNTE, D. ,1994, Zum karbonatisierungsbedingten Verlust der Dauerhaftigkeit von Außenbauteilen 

aus Stahlbeton. Dissertation, Technische Universität Braunschweig, 1994. Auch als Heft 107 

der Schriftenreihe des iBMB der TU Braunschweig, ISBN 3-89288-086-7 


Veröffentlichungen der vergangenen 4 Jahre. 

Zeitschriften / Bücher: 

SCHMIDT-DÖHL, F., BUDELMANN, H., 2000, Chemischer Angriff – Möglichkeiten der rechnerischen 

Simulation, Beton- und Stahlbetonbau, 95, 526-530 

Noch nicht erschienen: 

BRUDER, S., SCHMIDT-DÖHL, F., BUDELMANN, H., 2003, Adaptive carbonation modelling of 

concrete structures for structural health monitoring (accepted for: Journal of Structural Health 

Monitoring) 

Kongressbeiträge / Festschriften: 

SCHMIDT-DÖHL, F., 2000, Korrosionsverhalten mineralischer Baustoffe und Bauteile, Diskussionstagung 

des Arbeitskreises Numerische Umweltsimulation der Gesellschaft für Umweltsimulation, 

Bremen, 13.-14.7.2000 

SCHMIDT-DÖHL, F., BRUDER, S., BUDELMANN, H., 2000, Adaptive model for the prognosis 

of durability during the monitoring of concrete structures, in: 14. Internationale Baustofftagung 

ibausil, Weimar, 20.-23.9.2000, Bd. 1, 1001-1008 

BUDELMANN, H., HARIRI, K., SCHMIDT-DÖHL, F., ROSTÁSY, F.S., 2000, Monitoring of 

reinforced and prestressed concrete structures, in: International Workshop on the present and future 

in health monitoring. Weimar, 3.-6.9.2000, 135-145 

SCHMIDT-DÖHL, F., 2001a, Corrosion of mineral building materials, modeling and prognosis, 

in: Third International Conference on Concrete under Severe Conditions: Environment & Loading, 

CONSEC‘01. Vancouver, 18.-20.6.2001, University of British Columbia, 1093-1100 

SCHMIDT-DÖHL, F., 2001b, Dauerhaftigkeit mineralischer Baustoffe, 40. Forschungskolloquium 

des DAfStb, Braunschweig, 11.-12.10.2001, Heft 160 der Schriftenreihe des Instituts für Baustoffe, 

Massivbau und Brandschutz der TU Braunschweig, ISBN 3-89288-141-3, 9-18 

SCHMIDT-DÖHL, F., 2002, Simulation program Transreac, in: Metz, V., Lützelkirchen, J., 

Schüßler, W., Pfingsten, W. (ed.): Workshop on modeling of coupled transport reaction processes, 

20./21.3.2002, Karlsruhe, FZKA Berichte 6721, 89-92

B9 


BUDELMANN, H., 2002, Monitoring für Betonbauwerke. Aus dem Stahlbeton- und Spannbetonbau 

und benachbarten Bereichen, Festschrift Friedhelm Stangenberg, Ruhruniversität Bochum, 

Oktober 2002, 55-67 

BRUDER, S., SCHMIDT-DÖHL, F., BUDELMANN, H., HOLST, A., 2003, Adaptives Modell zur 

Dauerhaftigkeitsprognose im Zuge der Überwachung von Betonbauwerken, VDI-Berichte 1757, 

VDI-Verlag, Düsseldorf, 2003, 117-126 

BUDELMANN, H., 2003a, Innovative Bauwerksüberwachung, VDI-Berichte 1757, VDI-Verlag, 

Düsseldorf, 2003, 1-8 

Noch nicht erschienen: 

BUDELMANN, H., HARIRI, K., HOLST, A., 2003, Realistic Full Scale Laboratory Tests for the 

Improvement of Long Term Monitoring Systems, in: Proceedings of the 4th International Workshop 

on Structural Health Monitoring, September 15-17 2003, Stanford, USA, Stanford University, USA, 

in print 

BUDELMANN, H., 2003b: Monitoring von Betonbauwerken, 15. ibausil- internationale Baustofftagung 

Weimar, Vortragsnr. 2.27, 24.-27.9.2003, in Druck 

BUDELMANN, H., 2003c: Vom Labor bis zum Betonbauwerk: Entwicklungsmethodik für Monitoring-Systeme, 

Festschrift 60. Geb. Peter Schießl, TU München, 2003, in Druck 

- 144 -

Faseroptische Sensoren für die Bauwerksüberwachung 

- 145 - 

C1a 

Johannes, Kowalsky 

Dr. rer. nat. H.-H. Johannes, Prof. Dr.-Ing. W. Kowalsky, Prof. Dr. rer. nat. W. Grahn † 

Dipl.-Chem.-Ing. P. Makedonski, Dipl.-Chem. M. Kröner, Dipl.-Ing. M. Brandes 


In der ersten Förderperiode (FP) wurden bereits Materialien zur Feuchte- und pH-Wert-Bestimmung 

entwickelt und in ein faseroptisches Sensorkonzept integriert. Während die Langzeittests im 

Falle der auf dem Reichhardt-Farbstoff basierenden Sensoren positiv verliefen, zeigten die eingesetzten 

Materialien zur pH-Wert-Bestimmung fortschreitende Degradation innerhalb des Mediums 

Beton. Dies konnte auf die mangelhafte Stabilität der Verbindung Farbstoff-Polymer zurückgeführt 

werden. Darauf aufbauend wurden Konzepte entwickelt, die kovalente Bindung gegenüber eines 

basischen Angriffs zu stärken. Die Resultate waren vielversprechend und so konnte durch die 

ergänzende Variation des Polymers in der ausgehenden zweiten FP schließlich ein im Beton stabiles 

Sensormaterial erhalten werden. Orientierende Untersuchungen zur Übertragung dieses Konzeptes 

auf die Materialien zur Feuchtebestimmung zeigten keine weitere Verbesserung der ohnehin guten 

Langzeitstabilität und wurden daher nicht weiter verfolgt, um die Kosten für das Material nicht 

unnötig zu erhöhen. Dennoch waren die Experimente mit beiden Sensoren an den Ersatzbauwerken 

(ESB) nicht zufriedenstellend. Ein zu großer Anteil der implizierten Sensoren fiel frühzeitig aus 

oder wurde bereits während der Betonage zerstört. 

Zum Ende der ersten FP wurden einige Konzepte zur Chloridbestimmung untersucht. Vielversprechend 

erschien hier zunächst das Prinzip der Koextraktion [HUBER et al. 1999], welches sich jedoch 

in den fortgesetzten Arbeiten der zweiten FP im stark basischen Medium als nicht realisierbar 

erwies. Die im Antrag vorgeschlagenen Acridinium und Chinolinium-Chormophore zeigten wie 

erwartet eine Löschung ihrer Eigenfluoreszenz nach Zugabe von Chlorid. Obwohl die Messungen 

über die Intensitätsänderung stark fehlerbehaftet sind, erschien es zunächst sinnvoll dieses Konzept 

auch in der zweiten FP weiterzuführen. 

2.2 Angewandte Methoden und Ergebnisse 

2.2.1 Messsystem 

Das in Bild 1 schematisch dargestellte Messsystem besteht aus vier zentralen optischen Komponenten 

und einem Rechner. An den Faserschalter werden besonders hohe Anforderungen gestellt, 

da der sichtbare Spektralbereich mit möglichst geringen Verlusten übertragen werden muss. Dies ist 

nur mit Schaltern möglich, bei denen Eingangsfaser und Ausgangsfaser voreinander positioniert 

werden. Die im Teilprojekt C1a verwendeten Faserschalter haben durchschnittlich 1,6 dB Verluste. 

Zu diesen Verlusten addieren sich die im System inhärenten 3 dB Kopplerverluste, so dass bisher 

nur ein Schalter genutzt werden kann. Bei verbesserten Faserschaltern wird es durch eine Kaskadierung 

der Schalter möglich sein, mit diesem Messsystem eine große Anzahl von Sensoren automatisiert 

auszulesen und auszuwerten. Die aufgenommen Messdaten sind von einer zentralen Kontrollstation 

abrufbar, so dass die überwachten Bauwerke aus der Ferne ohne Vorort-Präsenz überprüft 

werden können. Aufgrund der hohen Flexibilität des Messsystems und der Sensoren können nicht 

nur Stahlbetonbauten überwacht werden, bei denen insbesondere Korrosionsprozesse von Interesse

C1a 


sind, sondern auch Bauwerke aus anderen Baustoffen. So wurden der Bundesanstalt für Materialforschung 

und -prüfung (BAM) in Berlin sechs Feuchtesensoren zur Verfügung gestellt, da keine 

derartigen Sensoren kommerziell erhältlich waren (s. Kap. 2.2.3). 

Bild 1: Integriertes Messsystem des TP C1a im SFB 477 für die Bauwerksüberwachung 

2.2.2 Sensordesign 

2.2.2.1 Planarer Transmissionssensor 

Die Ausfallmechanismen des im Antrag der zweiten FP vorgestellten Sensoraufbaus konnten bei 

Laborversuchen festgestellt werden, die eigentlich dem Vergleich des Messverhaltens von direkt 

einbetonierten und nachträglich installierten Feuchtesensoren dienen sollten. Nach dem Versagen 

der einbetonierten Sensoren wurden die Probekörper aufgebrochen. Dabei hat sich gezeigt, dass bei 

der Betonierung die flüssige Zementsuspension in den Sensor eindringt und den optischen Strahlengang 

unterbricht (Bild 2). Andere Untersuchungen zum Ansprechverhalten von pH-Sensoren 

haben ergeben, dass diese praktisch nicht reagieren, weil die Diffusionsstrecke der Hydroxidionen 

von den Kontaktflächen des Sensors zur Messumgebung bis zum Bereich der Detektion des Farbumschlags 

zu lang ist. 

Bild 2: Verschmutzter Sensor 

- 146 -

Bild 3: Schema des Sensoraufbaus 

- 147 - 

C1a 


Um die Probleme zu lösen wurde versucht, den Übergang Glasfaser – Spiegel mit der Sensorsubstanz 

zu verkleben, indem sie aus der Lösung aufgetropft wird. Dabei hat sich gezeigt, dass je nach 

Polymermatrix entweder eine gute Haftung am Spiegel oder an der Faser erzielt wird, dass aber 

wegen der Besonderheiten der jeweiligen Grenzfläche keine zufriedenstellende Haftung an beiden 

Grenzflächen erreicht wird. 

Bei dem in Bild 3 schematisch dargestellten neuen planaren Sensordesign ist der Spiegel von dem 

Ort der Detektion separiert, in dem die Endfläche eines kurzen Faserstücks verspiegelt wird. Dieses 

wird auf einem hochresistenten Polymersubstrat in einem definierten Abstand von ca. 30 µm zu 

einer zweiten Faser verklebt, die als Signalleitung dient. Um die Fasern voreinander zu zentrieren, 

wird eine ins Substrat geschnittene V-Nut als Positionierhilfe genutzt. Durch die Separierung ist es 

möglich, als Spiegelmaterial Silber zu verwenden, da die verspiegelte Endfläche durch den Kleber 

verkapselt wird und somit vor chemischen Angriffen geschützt ist. Die Lücke zwischen den Fasern 

wird mit dem sensitiven Material vergossen, dass sehr gut an den Fasern haftet und somit eine Unterbrechung 

des Strahlengangs durch Schmutzpartikel verhindert. Bei diesem Sensoraufbau steht 

der sensitive Bereich, in dem die optische Wandlung stattfindet, im direkten Kontakt mit der Messumgebung, 

so dass die Antwortzeit des Sensors nur wenig von der Diffusionsgeschwindigkeit der 

zu detektierenden Spezies im Polymer abhängt. Weiterhin zeichnet sich der Sensor durch eine sehr 

flache Bauhöhe von ca. 5 mm aus.

C1a 


2.2.2.2 Evanescent Field Sensor 

Bild 4: Prinzip der Kopplung an das evaneszente Feld (vereinfachte Darstellung) 

Die Funktionsweise des neuentwickelten evanescent field Sensors wird anhand von Bild 4 erläutert. 

Ein Teil des geführten Lichts propagiert in dem niedrigbrechenden Mantel der Glasfaser. Dieser 

Anteil des Strahlprofils der elektromagnetischen Welle wird das evaneszente Feld genannt. Wird 

der Mantel durch die Sensorsubstanz ersetzt, koppelt das evaneszente Feld an den sensitiven Farbstoff 

an, wodurch das Licht charakteristisch gedämpft wird. Über die Länge der Koppelstrecke kann 

die Empfindlichkeit des Sensors eingestellt werden. Die Auswertung des evanescent field Sensors 

unterscheidet sich nicht von der des Transmissionssensors, da der Verlauf der Sensorspektren identisch 

ist. 

Der Aufbau eines evanescent field Sensors ist dem des Transmissionssensors sehr ähnlich (s. Bild 

5). Eine am Ende verspiegelte Faser wird auf einem Polymersubstrat in eine V-Nut so eingeklebt, 

dass ein Teilstück definierter Länge der Faser frei liegt. Nach dem Kleben wird mit gepufferter 

Flusssäure die freiliegende Faser auf den gewünschten Durchmesser geätzt und danach mit der Sensorsubstanz 

beschichtet. Der Bereich des Sensors, in dem die optische Wandlung stattfindet, ist mit 

einigen Zentimetern sehr viel größer als beim Transmissionssensor, wobei das Sensorsignal die 

Integration der charakteristischen Dämpfung der Sensorsubstanz über die gesamte Länge des beschichteten 

Bereichs darstellt. 

Bild 5: Schema des evanescent field Sensors 

- 148 -

2.2.2.3 Mikroresonator-Sensoren für die Detektion von Feuchte 

- 149 - 

C1a 


In der zweiten FP sind Mikroresonatorstrukturen untersucht worden, um sie zur Bestimmung von 

Feuchte zu nutzen. Bei Mikroresonatoren wird im Allgemeinen die Verschiebung der Resonanzfrequenz 

ausgewertet, die durch eine Änderung bei der optischen Weglänge n · d (n: Brechungsindex; 

d: Schichtdicke) im Resonator hervorgerufen wird. Bei den von uns verwendeten Sensormaterialien 

für die Feuchtesensoren ist der Brechungsindex abhängig von dem Wassergehalt in der Sensormatrix. 

So bestand die Hoffnung, dass durch Einsatz der Sensormaterialien in Mikroresonatoren die 

Empfindlichkeit der Sensoren wesentlich verbessert werden könnte. Allerdings hat sich bereits bei 

der Herstellung der sensitiven Schichten gezeigt, wie empfindlich der Resonator auf Schwankungen 

in der Schichtdicke reagiert. Das Sensormaterial ändert aber nicht nur seine optischen Eigenschaften 

durch die Aufnahme von Wasser, sondern beginnt zu quellen und vergrößert sein Volumen und 

somit auch die Schichtdicke d. Dieser Effekt hat sich als weitaus stärker erwiesen, als die Änderung 

des Brechungsindex. Des Weiteren ist festgestellt worden, dass sich das Quellverhalten der Sensormatrix 

bei jedem Befeuchtungs- und Trocknungsvorgang der Sensoren geändert hat und keiner 

Regelmäßigkeit vorliegt. Daher sind die Arbeiten an diesem Sensoraufbau eingestellt worden. 

2.2.3 Feuchtesensoren 

Die bereits in der ersten Förderperiode etablierten Feuchtesensoren wurden in ihrer chemischen 

Zusammensetzung nicht verändert. Der Reichardt-Farbstoff wird in PMAN (Polymethacrylonitril) 

im Host/Guest-System eingesetzt. Langzeitmonitoring von Mitte der ersten Förderperiode in Betonprobekörpern 

einbetonierten Sensoren hat gezeigt, dass mit diesem Sensormaterial ausgestattete 

Feuchtesensoren immer noch funktionieren und Messdaten liefern und somit eine Lebensdauer des 

Materials von mindestens 5½ Jahren festgestellt werden konnte. Eine sehr viel längere Lebensdauer 

ist zu erwarten. 

Absorption 

1.0 

r. E. 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

Verschiebung von � Max 

durch Gewitter 

A (25.04.03) 

B (26.05.03) 

C (10.06.03) 

Trocken 

0.0 

450 500 550 600 650 700 nm 750 

Wellenlänge � 

Bild 6: Spektren eines im Ersatzbauwerk der BAM eingemauerten Sensors 

Das Marktpotential dieser Sensoren darf mit Recht hoch eingeschätzt werden. Zum Ende der zweiten 

Förderperiode wurde eine externe Kooperation mit der BAM in Berlin vereinbart, die die vom 

IHF entwickelten Systeme zum Monitoring von Mauerwerken nutzen. Dies geschieht im Rahmen 

des EU-Projekts „On-Site Investigation Techniques for the Structural Evaluation of Historic Masonry 

Buildings” (Contract no: EVK4-CT-2001-00060) oder kurz „On Site for Masonry”, welches

C1a 


sich mit dem Erhalt historischer Mauerwerke beschäftigt. Die BAM ist mit der Anfrage an das 

Teilprojekt C1a herangetreten, ob Sensoren für die Messung von Feuchte im Mauerwerk zur Verfügung 

gestellt werden können, da keine kommerziellen Sensoren für die Bauwerksüberwachung am 

Markt erhältlich waren. Die im Teilprojekt C1a entwickelten Sensoren für die Detektion von 

Feuchte im Stahlbeton sind ohne Probleme übertragbar auf Mauerwerke, so dass zunächst sechs 

Sensoren bereitgestellt werden konnten. Diese sind in einem Ersatzbauwerk (ESB) eingebaut worden, 

das der Nachbildung von historischen Mauerwerksverbänden dient. An dem ESB werden die 

in dem Forschungsvorhaben „On Site For Masonry” untersuchten Messmethoden getestet, wobei 

die von dem Teilprojekt C1a bereitgestellten Sensoren zur weiteren Bestätigung der Untersuchungsergebnisse 

dienen. In Bild 6 sind drei Spektren eines eingemauerten Sensors abgebildet. 

Kurve A stammt von dem trockenen Sensor nach seiner Herstellung im Labor, während Kurve B 

den Sensor ca. 3½ Wochen nach seinem Einbau zeigt. Einen Tag vor der dritten Messung (Kurve 

C) gab es starke Niederschläge infolge eines Gewitters. Der Sensor reagiert auf die Erhöhung der 

Feuchte im Ersatzbauwerk durch das Gewitter mit der Verschiebung der Wellenlänge der maximalen 

Absorption zu kürzeren Wellenlängen. Eine Kalibrierung der Sensoren auf den von der BAM 

verwendeten Mörtel steht noch aus. Das ebenfalls vom Teilprojekt C1a bereitgestellte Messprogramm 

ermöglicht das Auslesen der eingemauerten Sensoren in Berlin von Braunschweig aus. 

2.2.4 pH-Sensoren 

Im Antrag zur zweiten Förderperiode haben wir die Möglichkeit der Acetalanbindung eines Azofarbstoffs 

an hydrophile Polyalkohole diskutiert. Unserer Grundidee entsprechend, wurde diese 

basenstabile Verknüpfung von Farbstoff und Polymer zunächst mit Cellulosederivaten realisiert. 

Diese Polymere sind jedoch sehr schwer löslich und nicht bioresistent, vor allem aber erwiesen sich 

die generierten Polymerfilme im stark basischen Milieu als nicht langzeitresistent. Daher wurde die 

Nutzung anderer hydrophiler Polymere erwogen. Polyvinylalkohole (PVA) haben einen großen 

strukturspezifischen Vorteil, ihre Hydroxylgruppen sind in zwei nebeneinander liegenden Monomergruppen 

in 1,3-Position orientiert, so dass durch Acetalisierungsreaktion ein sehr stabiler sechsgliedriger 

Ring aufgebaut wird. Damit erreichen diese Polymer-Farbstoff-Verbindungen die notwendige 

Stabilität. Reines PVA ist wasserlöslich, deswegen wurde nach geeigneten Co-polymeren 

und Derivaten gesucht. Dabei war darauf zu achten, dass der Gehalt an Copolymer ausreichend 

groß war, um die Wasserlöslichkeit zu unterbinden, andererseits der hydrophile Charakter des Polymers 

jedoch erhalten blieb. Schlussendlich mussten diese Polymere immer noch im stark basischen 

Milieu stabil bleiben und eine gute Löslichkeit in organische Lösungsmitteln aufweisen, damit 

eine leichte Verarbeitbarkeit gewährleistet ist. Das kommerziell erhältliche [Fa. Aldrich] Poly- 

(vinylalkohol- co-ethylen), mit einem Comonomergehalt von 27 mol % Ethylen, zeigte in unseren 

Studien die gewünschten Eigenschaften und wurde als Polymermartix für die pH-Sensormaterialien 

ausgewählt. Erste Untersuchungen bezogen sich auf über Sulfonamidofunktionen polymergebundene 

Azofarbstoffe. Solche Substanzen sind recht leicht zu synthetisieren, da die die polymeranbindungsfähige 

Aldehydfunktion sehr einfach eingeführt werden kann. Die Synthese einer solchen 

Verbindung ist in Bild 7 wiedergegeben. Der synthetisierte pH-Indikatorfarbstoff wurde erfolgreich 

mit einem Polymer verbunden, eine Ausbeute wurde für diesen Schritt nicht bestimmt. 

- 150 -

N 

H 2 

O 2 N 

* 

O 

Cl 

S 

O 

S NH 

O 

H 

+ 

/H2O O O 

O 

x 

* 

* 

N 

H 2 

O 

O 

m 

* 

* 

H 

N 

O 

S 

O 

N 

HO 

N 

O 

O 

OH OH 

O 2 N 

y 

* 

- 151 - 

S NH 

O 

OH 

O 

N 

N 

95% OH 

50% 

N 

N 

80% 

NaOH 

OH 

O 

S 

NH 

O 

75% 

O 

* 

O 

O 

OH OH 

O 

S 

NH 

O 

* 

n * 

DMF/H 2 SO 4 

Bild 7: Synthese des Sensormaterials mit Sulfonamidofunktion 

C1a 


Pd/C/H 2 

Die Ergebnisse mit den Sulfonamiden waren wenig zufriedenstellend. Die Stabilität war nicht ausreichend. 

Daher wurde der schon im Antrag vorgestellte Weg beschritten, der allerdings einen 

photochemischen Reaktionsschritt beinhaltet in dem mit 1,3-Dioxolan die Aldehydfunktion eingeführt 

werden muss. Gegenüber dem bisher verwandten Weg (vgl. Antrag) wurden einige Modifizierungen 

vorgenommen, um die Synthese über die Kresolfarbstoffe hinaus zu erweitern. Die photochemische 

Umsetzung mit 1,3-Dioxolan wurde im synthetischen Ablauf vorgezogen, um bessere 

Gesamtausbeuten für Ar(OH) ≠ o,m,p-Kresol zu erzielen (vgl. Bild 8). 

Vom einzelnen pH-Sensormaterial wurden dünne Membranen angefertigt. Diese wurden UV/Visspektroskopisch 

untersucht. Es hat sich hierbei gezeigt, dass die Umschlagspunkte der generierten 

Membranen im Vergleich zu ungebundenen Indikatorfarbstoffen (gemessen in Lösung), zu höheren 

pH-Werten verschoben werden. In der nachfolgenden Tabelle 1 sind die synthetisierten Sensormaterialien 

aufgelistet. Ein Material wurde dann als mangelhaft detektierbar eingestuft, wenn die 

spektralen Eigenschaften keine Auswertung zuliessen, sei es das die Absorptionsmaxima zu dicht 

beieinander lagen oder die Intensitätsveränderungen nicht deutlich genug waren. Die Güte der 

Transparenz bezieht sich auf ein wässriges Medium. Eine hohe Flexibilität bzw. Elastizität des 

Materials ist für den Sensorbau von Vorteil. 

EtOH 

m * 

O 

O

C1a 


HO 

* 

H2SO4 S NH2 O 

O 

Ar(OH) 

OH OH 

O 

n 

DMF/H 2 SO 4 

* 

* 

O 

O 

S NH 2 

O 

- 152 - 

O 

O 

O 

O 

O 

S NH 2 

O 

+ 

O 

S 

O 

N 

N 

Ar (OH) 

O 

S 

O 

N 

N 

Ar (OH) 

65-80% 60-80% 

NaOH H /H 2 O 

( 15% ) 

m 

* 

* 

O O 

O 

86% 94% 

* 

x * 

h. � 

O 

m 

S N 

O 

Bild 8: Synthese der Sensormaterialien 

Tabelle 1: Sensormaterialien 

Material Polymer Eigenschaften 

* 

* 

O 

O 

O 

O 

S 

O 

O 

O 

S 

O 

x * * 

N 

N 

OH 

* * 

m 

PH-Naph1-Co2 

x * 

N 

N 

OH 

* 

* * 

m 

PH-Naph2-Co2 

OH 

OH 

OH 

OH 

z * 

z * 

* 

* 

OH 

OH 

n 

* 

m 

n 

* 

m 

* 

* 

OH OH 

N 

Ar (OH) 

- Löslich in warmen DMF 

- Umschlag pH >13 

- Transparenz sehr gut 

- Flexibilität befriedigend 

- Ansprechverhalten sehr gut 

- mangelhafte Detektierbarkeit 


- Umschlag pH > 12.5 




- gute Detektierbarkeit 

y 

*

* 

* 

* 

* 

O 

O 

O 

O 

O 

S 

O 

O 

O 

S 

O 

O 

S 

O 

O 

O 

O 

* 

x * 

N 

N 

NH 

O 

S 

O 

HO 

* 

x * 

N 

N 

N 

N 

Material Polymer Eigenschaften 

O O 

OH 

* 

y * 

PH-Kres-Co1 

x * * 

OH 

* * 

m 

PH-Kres-Co2 

O O 

OH 

* 

y * 

O 

PH-Kres-Co3 

x * 

N 

N 

* 

* 

* * 

m 

* 

* 

c 

OH 

OH 

OH 

PH-Naph1Amid-Co2 

OH 

OH 

OH 

OH 

OH 

z * 

z * 

z * 

z * 

* 

* 

* 

OH 

OH 

OH 

H O 

* 

OH 

n 

n 

O 

* 

m 

n 

n 

* 

m 

- 153 - 

- Löslich in THF/Wasser 

- Umschlag pH > 11 

- Transparenz mangelhaft 

- Flexibilität sehr gut 




- Umschlag pH > 11.5 




- sehr gute Detektierbarkeit 

- Löslich in DMF/Wasser 

- Umschlag pH > 11 

- Transparenz mangelhaft 

- Flexibilität gut 




- Umschlag pH >12 





C1a 

Johannes, Kowalsky

C1a 


Absorption 

0.65 

w. E. 

0.60 

0.55 

0.50 

H 2 O 

Übergang: H 2 O zu pH 13 

pH 13 Pufferlösung 

400 450 500 550 600 nm 650 

Wellenlänge � 

Absorption 

- 154 - 

0.65 

w. E. 

0.60 

0.55 

0.50 

0.45 

Trocken 

pH 13 

Wasser 

pH 13 

0 30 60 90 s 120 

Bild 9: Vis-Spektren (links) und zeitlicher Verlauf (rechts) eines pH-Sensors 

Zeit 

Max 1 (432 nm) 

Max 2 (517 nm) 

Des weiteren wurden auch Farbstoffe aus polymeren Vorstufen synthetisiert. Als Grundlage hierfür 

dienten verschiedene Polyphenol-Copolymere, die geeignet polymeranalog diazotiert wurden. 

Problematisch waren jedoch die mangelhafte Löslichkeit der gewonnen Materialien und vor allem 

die schlechte Transparenz im wässrigen Medium. Daher wurde dieser Weg nicht weiter beschritten. 

Von den untersuchten Materialien hat sich das Sensormaterial PH-Kres-Co2 (s. Tabelle 1) im Hinblick 

auf Stabilität und Transparenz als am geeignetsten erwiesen. Der in Bild 9 dargestellte Anstieg 

der Extinktion eines pH-Sensors mit dem Sensormaterial PH-Kres-Co2 bei 517 nm ist relativ 

zur Zunahme der Konzentration der deprotonierten Form des Farbstoffs bei steigenden pH-Wert. 

Der Verlauf der Extinktion bei den Wellenlängen 432 nm und 517 nm über der Zeit zeigt, dass der 

Sensor in ca. einer Sekunde auf die pH 13 Pufferlösung reagiert. Der umgekehrte Prozess von 

pH 13 zum Neutralpunkt benötigt ca. 45 Sekunden. Der Unterschied der Extinktion vom trockenen 

Zustand gegenüber dem nassen belegt das solvatochrome Verhalten des Farbstoffs. 

2.2.5 Chloridsensoren 

2.2.5.1 Koextraktion und Fluoreszenzlöschung 

Zum Ende der ersten Förderperiode wurde experimentelle Voruntersuchungen gemacht, die gezeigt 

haben, dass das Koextraktionsprinzip [HUBER et al. 1999] für den Sensorbau adaptierbar ist. Zu 

Beginn der zweiten Förderperiode wurde versucht, dieses Verfahren an die Umgebungsbedingungen 

im Beton zu adaptieren. Dies gelang jedoch nicht, da im basischen Milieu die Koextraktion von 

Chloridionen nicht möglich war. Daher wurde dieses Nachweisverfahren nicht weiter verfolgt. 

Für die Chloriddetektion wurde danach zunächst das Konzept der Fluoreszenzlöschung untersucht. 

In der ersten Förderperiode waren bereits erste Fluorophore synthetisiert und untersucht worden. 

Die damals betrachteten Chinolin- und Acridinderivate zeigten vielversprechende Ergebnisse. Es 

bestand jedoch noch Optimierungsbedarf in Bezug auf Ansprechverhalten und Löslichkeit, so dass 

wir uns dazu entschlossen, dieses Konzept weiterzuentwickeln.

MeO 

O 

N 

H 

OMe OMe 

R 

MeO 

R' 

+ 

N 

OMe R' OMe 

R 

- 155 - 

O 

H 

R'' N 

R'' 

1 2 3 

Bild 10: Acridone (1), Acridine (2) und Chinacridone (3) 

O 

N 

H 

C1a 


R=NH 2 , OMe 

R'=H,Cl,N(Alk) 2 

R''= OAlk, Alk 

Als Zielmoleküle wurden die in Bild 10 aufgeführten methoxysubstituierte Acridone (1), Acridine 

(2) und Chinacridone (3) gewählt, da bekannt ist [URBANO et al. 1984], [SCHULMANN et al. 

1977], dass auch ihre Fluoreszenz durch Halogenidionen gelöscht wird. Erste Untersuchungen ergaben 

jedoch, das im stark basischen Milieu auch die hohe Konzentration an Hydroxidionen eine 

Löschung der Fluoreszenz bewirkt. Um die Basenstabilität zu erhören, wurden daraufhin entschieden 

Tetramethoxy-, bzw. Trimethoxy-amino-Derivate zu synthetisieren. Diese Substanzen sollten 

ihre Fluoreszenzquantausbeute im stark basischen pH-Bereich auf einem hohen Niveau behalten. In 

Bild 11 ist die Synthese zu den Zielverbindungen 1 und 2 dargestellt. 

MeO 

MeO 

MeO 

OMe 

COOH MeO 

COOMe 

OMe 

COOH 

NBS MeOH 

R MeO 

NaOH/EtOH 

Br 

H 2 SO 4 

N 

N 

H 

H 

OMe OMe 

OMe 

25% 95% 

OMe 

NR' 2 

N 

OMe 

R 

COOH 

POCl 3 

MeO 

OMe 

R 

OMe 

85% 55% 

MeO 

MeO 

OMe 

OMe 

- 

SO 3 

Cl 

N 

60% 

NR' 2 

+ 

N 

2 

OMe 

OMe 

R 

PPA 

O 

S 

O O 

COOMe 

Br 

MeO 

MeO 

Bild 11: Synthesewege zu den Acridonen (1) und Acridinen (2) 

R 

N 

H 2 

O 

OMe 

N 

H 

OMe 

40% 

OMe 

SO 3 

Cl 

+ 

N 

R 

Pd(dba) 3 DPPF 

NaOtBu 

- 

1 

OMe 

OMe 

R = NO 2 , OMe 

R'= i Pr, n Bu 

R 

R

C1a 


Das gewünschte Zielmolekül 2 konnte nicht synthetisiert werden, da weder die erforderliche Substitution 

des Chloratoms in 9-Position mit einem Dialkylamin noch die N-Alkylierung mit Butansulton 

gelang. Die Fluoreszenz der dargestellten Methoxyacridone 1 wird nicht wie angenommen 

bei pH 13 gelöscht, sondern verstärkt. Dies ist auf die Deprotonierung des Tautomerform (= 9- 

Hydroxyacridinol) zurückzuführen. So lässt sich auch mit diesem Verfahren kein chloridselektives 

Sensormaterial herstellen. 

Die synthetisierten Chinacridone 3 waren extrem schwer löslich und daher nur als Pigmente darzustellen. 

Sie sind aus diesem Grund ebenfalls für einen Einsatz im Sensorbau ungeeignet. 

2.2.5.2 J-Aggregate 

Es wurde ein neues Sensorkonzept entwickelt, das auf dem Prinzip der J-Aggregation von Polymethinfarbstoffen 

(Cyaninfarbstoffen) fußt. In der Photographie werden diese Farbstoffe mit Silberhalogeniden 

in Farb- und Monochromfilmen genutzt [GROSSMANN et al.1971], [YAMA- 

MOTO 1981] [KOBAYASHI et al.1998]. 

Für Cyaninfarbstoffe ist bekannt, dass sie J-Aggregate bilden können. Dieser Phänomen ist 1936 

[JELLY 1936],[SCHEIBE 1936], [JELLY 1937], [SCHEIBE 1937] erstmals von Jelly und Scheibe 

veröffentlicht worden. Die Bezeichnung J-Aggergat beruht auf dem Anfangsbuchstaben des Nachnamens 

von Jelly. J-Aggregate sind physikalische Oligomere, bei denen die einzelnen Moleküle in 

geordnetem Zustand vorliegen. Diese Ordnung führt zur Ausbildung eines neues bathochromen 

Absorptionsmaximums und wird von äußeren Einflüssen wie Temperatur [PAWLIK et al. 1997], 

Ionenstärke [Kajikawa et al. 1993], pH [ROSSI et al. 1995], Lösungsmittel [BERLEPSCH et al. 

2002] bestimmt. Die J-Aggregation ist ein reversibler Prozess [TYUYULKOV 1991]. 

Unser Ziel war es nun Cyaninfarbstoffe zu synthetisieren, die nur unter Einwirkung von Chlorid J- 

Aggregate ausbilden. Insbesondere die Akzeptor-substituierten Benzimidazolyltrimethine können 

diese Eigenschaften aufweisen. Da es keinen einheitlichen Syntheseweg gibt, sind nachfolgend die 

Synthesewege des Tetrachloro-, Tetrabromo- sowie des Bissalicylsäure-Derivats in Bild 12 aufgeführt. 

1) Tetrachloro-: 

Cl 

Cl 

-O 

S 3 

NO 2 AlkNH2 

Cl 

-O3S 

NH 

(CH ) 2 4 

(CH2 ) 4 

Cl 

(x2) 

Cl 

N 

+ 

N 

ALK 

CRX3 KO 

Cl 

Cl 

N 

+ 

N 

ALK 

R 

tBu Cl 

Cl 

NO 2 

75-80% ALK 

50-65% 

- 156 - 

Zn/HOAc 

(AcO) 2 O 

70-95% 15-25% 

ALK 

Cl 

Cl 

N 

N 

(CH 2 ) 4 

SO 3 H 

Cl 

N 

N 

Cl 

ALK 

S 

O 

O O 

X = Hal 

1) R=H 

2) R=Aryl

2) Tetrabromo-: 

N 

N 

-O3S 

2 NBS 

Br 

Br 

N 

-O3S 

- 157 - 

AlkX 

Br 

N 

Br 

51% 75% 

(CH ) 2 4 

(CH ) 2 4 ALK 

Br 

(x2) 

Br 

N 

+ 

N 

ALK 

97% 

CHI3 KO 

Br 

Br 

N 

+ 

N 

ALK 

28% 

N 

N 

(CH2 ) 4 

SO3H tBu 3) Bissalicylsäure-: 

HO 

HOOC 

MeO 

MeOOC 

83-88% 

Cl 

NO 2 

NH 

ALK 

-O3S 

CH 3 COOH 

HNO 3 

HO 

HOOC 

Zn/CH 3 COOH 

(CH 3 CO) 2 O 

85% 

MeO 

MeOOC 

NO 2 AlkNH 2 

-O3S 

(CH2 ) 4 

(CH2 ) 4 

MeO 

(x2) 

MeOOC 

N 

+ 

N 

ALK 

70-80% 

CHI3 KO 

MeO 

MeOOC 

N 

+ 

N 

ALK 

tBu Cl 

80-97% 

N 

N 

ALK 

HO 

HOOC 

Bild 12: Synthesewege der Cyanine 

30% 

O 

N 

N 

ALK 

55-84% 

S 

O 

O 

ALK 

N 

N 

Br 

Br 

(CH 2 ) 4 

C1a 


NO 2 

NH 

ALK 

SO 3 H 

O 

S 

O 

O 

X = Hal 

2 CH3I COOMe 

Für die erhaltenen Farbstoffe wurde eine Polymermatrix entwickelt. Dazu wurde erneut auf PVA 

zurückgegriffen. Es wurden daraus diverse Polyvinylacetale hergestellt. Dazu wurden Polyvinylalkohole 

unterschiedlicher Molgewichte mit Butyr- oder Isobutyraldehyd derart acetalisiert, dass sich 

unterschiedliche Acetalisierungsgrade eingestellt haben. Die erhaltenen Polymere wurden hinsichtlich 

ihrer Transparenz, Löslichkeit und Flexibilität bewertet. Dabei erwies sich ein von uns hergestelltes 

Polyvinylbutyral mit einem Acetalisierungsgrad von 33 %, ausgehend von einem kommerziell 

erhältlichen Polyvinylalkohol mit einem mittleren Molekulargewicht von 30.000-50.000 

g/mol, als am geeignetsten. Eine kovalente Anbindung an das Polymer ist nicht notwendig, da die 

Farbstoffe ausreichend groß sind, um wirksam im Polymer eingeschlossen zu werden. Die erhaltenen 

Polymere können auch für pH-Sensormaterialien verwendet werden. Für diese Anwendung 

OMe

C1a 


sind die Farbstoffe and das Polymer kovalent zu binden. 

Die Eigenschaften der so gewonnenen Materialien wurden unter Laborbedingungen untersucht. 

Dazu wurde jeweils eine Sensormembran hergestellt und mittels UV/Vis-Spektroskopie auf ihre 

Chloridsensitivität getestet (Bild 13). Das Tetrachlorderivat zeigt im stark basischen Milieu eine 

hervorragende Selektivität bzgl. Chlorid. Die spektrale Veränderung durch die Ausbildung einer J- 

Bande korreliert linear mit der steigenden Chloridkonzentration, wie in Bild 14 zu sehen. Eine Erhöhung 

der Carbonat-, Sulfat- oder Hydroxidkonzentration führt hingegen nicht zur Ausbildung 

eines J-Aggregats. Prinzipiell ist daher der Aufbau eines faseroptischen Festkörpersensors zur 

Chloriddetektion möglich. Das Tetrabromderviat ist in Polymermatrix deutlich instabiler. Es selektiert 

nicht mehr zwischen Chlorid und Hydroxid und kommt daher nicht für einen Sensor in Frage. 

Die Eigenschaften des Bissalicylsäurederivats sind Gegenstand aktueller Untersuchungen. 

Extinktion [r.E.] 

1.5 

1.0 

0.5 

0.0 

pH 11.5 

500 525 550 575 600 

c(NaCl) 

0.0 M 

0.1 M 

0.3 M 

0.5 M 

1.0 M 

Maximaverhältnis 580 nm / 530 nm 

- 158 - 

2.5 

2.0 

1.5 

1.0 

0.5 

0.0 

Messwerte 

Ausgleichsgerade 

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 

Wellenlänge [nm] 

Konzentration von Chlorid in mol/l 

Bild 13: Vis-Spektren des Tetrachlortrimethincyanins Bild 14: Auftragung des Extinktionsverhältnisses der 

in Polymermatrix. Das Maximum bei 580 nm ist auf Absorptionsmaxima bei 530 und 580 nm gegen die 

J-Aggeragtion zurückzuführen. Die Extinktion der J- 

Chloridkonzentration zeigt einen lineareren Verlauf. 

Bande steigt mit zunehmender Chloridkonzentration 

2.2.5.3 Fajans-Konzept 

Die Chloriddetektion nach Fajans beruht auf dem Zerfall von Silber/Chlorid/Fluorescein-Komplexen 

bei Erhöhung der Chloridkonzentration. Dabei wird sowohl der farbige Komplex zerstört als 

auch das farblose, fluoreszierende Fluorescein freigesetzt. Die Chloridkonzentration lässt sich daher 

nicht nur analog [FUHR1999] durch Absorptionslöschung, sondern auch durch die Intensitätserhöhung 

der Fluoreszenz nachweisen. Ein Vorteil dieses kombinierten Nachweises ist die extreme 

Empfindlichkeit, die es erlaubt schon geringe Konzentrationen von Chlorid nachzuweisen. 

Da im Sensor nicht mit einer Lösung gearbeitet werden kann, wurden für erste Untersuchungen die 

Fajans-Komplexe über einen Host/Guest-Einschluss in ein Polymer eingebracht, wie wir es bereits 

erfolgreich mit dem Reichardt-Farbstoff in den Materialien zur Bestimmung der Feuchte eingesetzt 

haben. Wir konnten zeigen, das auch im Host/Guest-System die Nachweisreaktion stattfindet. 

Bei dem Sensorbau mit dem Fajans-Prinzip ist der hohe pH-Wert der Betonporenlösung (ca. pH 13) 

zu berücksichtigen. Das Problem des Fajans-Prinzips ist, dass es nur bis ca. pH 10 funktioniert. Es 

wurde daher ein Weg gesucht um den pH-Wert in einem später zu konstruierenden Sensorkopf abzusenken. 

Ein möglicher Weg ist die Nutzung einer Nanofiltrationsmembran. Hierzu wurden im

- 159 - 

C1a 


Rahmen des Teilprojekts C1b bereits einige Voruntersuchungen durchgeführt, die bestätigen, dass 

dies prinzipiell möglich ist. 

2.2.6 Sensoren für das Deponiemonitoring 

In der ausgehenden Förderperiode haben wir uns im Rahmen einer Kooperation mit den Teilprojekten 

(TP) B5 und D1 mit Voruntersuchungen für den Einsatz von Feuchte- und pH-Sensoren zum 

Deponie-Monitoring befasst. Das Monitoring von Hausmülldeponien (TP C1a,b / B5) zeigt ein sehr 

deutlich von den Anforderungen des Monitoring von Betonbauwerken (TP C1a,b / B9) abweichendes 

Anforderungsprofil, so dass die vorhanden faseroptischen Sensoren aus diesem Bereich nicht in 

der Deponie nutzbar sind. Die Sensoren sind in der Deponie wesentlich extremeren chemischen 

Bedingungen ausgesetzt. Hochreaktive Gase wie Ammoniak und Schwefelwasserstoff bilden eine 

reduktive Atmosphäre, der die Sensormaterialen standhalten müssen. Der pH-Wert der Umgebung 

liegt dabei zwischen 4 und 9. Daher sollten die genutzten Materialien sowohl im sauren als auch im 

basischen Milieu eine ausreichende Stabilität aufweisen. Das Deponiesickerwasser ist stark mit 

organischen Substanzen belastet, was zu einer erhöhten Löslichkeit auch von fettlöslichen Verbindungen 

im Sickerwasser führt. Dies schränkt die Wahl insbesondere der Polymermatrix weiter ein. 

Zur Messung der Feuchte können keine auf dem Reichhardt-Farbstoff basierende optische Sensoren 

zum Einsatz kommen, da dieser unter den Umgebungsbedingungen chemisch nicht inert ist. 

Daher sind wir zu dem Schluss gekommen, hierfür ausschließlich die verfügbaren Mikrowellensensoren 

des TP C1b einzusetzen. Erste Untersuchungen zeigen allerdings einen korrosiven Angriff am 

Kupfermantel des Sensors durch den vorhandenen Schwefelwasserstoff. Inwieweit dies zu einer 

nachhaltigen Beeinträchtigung der Funktion führt, ist Gegenstand aktueller Untersuchungen. 

Zur faseroptischen Bestimmung des pH-Werts müssen andere Indikatorfarbstoffe eingesetzt werden, 

als sie bislang in Betonbauwerken genutzt wurden. Wie bereits beschrieben, weicht der zu erwartende 

pH-Bereich deutlich von den Gegebenheiten im Beton ab. Es wurde daher auf gängige 

Azo- und Phenolfarbstoffe zurückgegriffen, die einen entsprechenden Umschlagsbereich aufweisen. 

Im einzelnen waren dies die in Bild 15 gezeigten Verbindungen Phenolrot, Kresolrot, Bromkresolpurpur, 

Bromkresolgrün, Methylrot und Neutralrot. Um die Stabilität zu testen wurden mit Farbstoff 

dotierte PVC-Membranen hergestellt und in die Hausmülldeponie Deiderode bei Göttingen 

eingebracht. Nach zwei Monaten wurden diese wieder eingesammelt und im Labor untersucht. In 

diesen Vorversuchen zeigte sich Methylrot gegenüber den Umgebungsbedingungen als etwas stabiler. 

Dennoch war auch bei diesen Membranen bereits eine deutlich Verfärbung festzustellen.

C1a 


Br 

HO 

CH 3 

O 

S 

O O 

Br 

OH 

CH 3 

Br 

C 

H 3 

HO 

Br 

O 

S 

O O 

H C 3 

COOH 

N 

N 

- 160 - 

Br 

N 

Br 

CH 3 

OH 

CH 3 

C 

H 3 

N 

H 2 

C 

H 3 

HO 

O 

S 

O O 

Bromkresolpurpur Bromkresolgrün Kresolrot 

pH 5.2 (gelbgrün) - pH 6.8 (rotviolett) pH 3.8 (gelb) - pH 5.4 (blau) pH 1.8 (orange) - pH 2.0 (gelb) 

pH 7.0 (gelb) - pH 8.8 (violett) 

HO 

O 

S 

O O 

OH 

Phenolrot 

Methylrot 

Neutralrot 

pH 6.8 (gelb) - pH 8.2 (rot) pH 4.2 (pink) - pH 6.2 (gelb) pH 6.8 (rotviolett) - pH 8.0 (gelb) 

Bild 15: Untersuchte kommerzielle Indikatorfarbstoffe und ihre Umschlagbereiche 

N 

N 

H 

Cl - 

OH 

CH 3 

N CH + 

3 

PVC kann als chemisch inert in der Deponie gelten. Dennoch ist es unseren Erfahrungen nach für 

den Sensorbau nur wenig geeignet. Der Einsatz von PVC war zumeist aufgrund der sehr schlechten 

Antwortzeiten der so generierten Sensoren nicht möglich. Die Stabilität des Host/Guest-Systems 

war für PVC als Hostpolymer ebenfalls nicht ausreichend, um ein Auswaschen des Farbstoffs aus 

der Polymermembran zu verhindern. Die Versuche zeigen hier deutlich, dass der zu nutzende polymere 

Werkstoff hochvernetzt werden muss. Daneben wurde die Verwendung von anderen Host- 

Polymeren ebenfalls mittels Einbringung von Probenkörpern in die Hausmülldeponie Deiderode 

untersucht. Die mangelhafte Stabilität in dieser Umgebung sprach jedoch gegen einen Einsatz von 

Polymethacrylaten, wie PolyHema, PMMA, PMAN u.ä. Einige lösten sich innerhalb von vier Wochen 

sogar vollständig auf, andere, wie das PMAN, verloren ihre Transparenz durch die im Sickerwasser 

gelösten Fette. Auch die im Beton genutzten, aber säurelabilen Polyvinylacetale können 

nicht verwendet werden. Als unter Laborbedingungen tauglich, haben sich Sensormaterialien erwiesen, 

die auf einer Polysiloxanmatrix beruhen. Der Farbstoff wird nicht ausgewaschen und das Material 

zeigt im Labor sehr kurze Ansprechzeiten (unter 10 s) nach einer pH-Wert-Änderung. Auf dieser 

Basis wäre ein Sensor zur pH-Wert-Bestimmung in der Deponie realisierbar. Dieser könnte die 

in der Acidogenese durch bakterielle Stoffwechselprozesse gebildeten organischen Säuren (vor allem 

Essigsäure) als Summe über die pH-Wert-Änderung verfolgen. Da seitens des TP B5 die kontinuierliche 

Überwachung mit Hilfe faseroptischer pH-Sensoren von untergeordnetem Interesse ist 

und nicht weiterverfolgt wird, wird zukünftig auf den Bau solcher Sensoren verzichtet. Die Zusammenarbeit 

soll auf die Hilfestellung bei chemischen Problemen und Unterstützung durch analytische 

Verfahrenstechniken (NMR, HPLC, Massenspektrometrie, Elementaranalyse) verlagert werden. 

Die Möglichkeiten zur Feuchtebestimmung werden durch das TP C1b weiter untersucht. 

CH 3

- 161 - 

C1a 




Auf dem Gebiet der faseroptischen Sensorik zur Bauwerksüberwachung wurden unseres Wissens 

nach außerhalb des SFB 477 in den letzten drei Jahren keine entscheidenden Fortschritte erzielt, so 

dass an dieser Stelle für eine orientierende Übersicht auf unseren letzten Rechenschaftsbericht verwiesen 

sei. Die geringe Präsenz in der Literatur zeigt sich auch im Markt, wie auch die Nachfrage 

der BAM beim SFB hinsichtlich der Bereitstellung von Feuchtesensoren belegt. Faseroptische Sensoren 

zur pH-Wert-Bestimmung, die auf dem Evanescent Field Konzept beruhen, werden unabhängig 

von uns auch von einer Arbeitsgruppe aus Brooklyn bearbeitet. Diese Arbeit steht jedoch noch 

in den Anfängen und nutzt Materialien auf der Basis von Host/Guest-Systemen [GHANDEHARI et 

al. 2002] auf deren mangelhafte Langzeitstabilität wir bereits seit langem hingewiesen haben. Eine 

Überprüfung der Prototypen im Beton ist noch nicht erfolgt [GHANDEHARI 2003a]. Zur Bestimmung 

von Chlorid in Bauwerken exsistiert in der Literatur nur das von [FUHR 1999] beschriebene 

Verfahren, welches wir bereits im letzen Rechenschaftsbericht vorgestellt haben. Der Arbeitskreis 

hat seitdem nichts mehr auf dieser Fragestellung publiziert. Er soll seine Bemühungen auf diesem 

Gebiet eingestellt haben [GHANDEHARI 2003b]. 


Mit der ausgehenden zweiten Förderperiode konnten die Arbeiten an den Feuchte- und pH-Wertsensoren 

weitestgehend abgeschlossen werden. Die an uns herangetragene externe Kooperation mit 

der Bundesanstalt für Materialprüfung unterstreicht deutlich die Relevanz und Bedeutung der im 

C1a entwickelten faseroptische Feuchtesensoren. Es sind keine vergleichbaren Systeme auf dem 

Markt verfügbar. Die entwickelten Sensoren sollen auch in der dritten Förderperiode in weiteren 

Ersatzbauwerken eingesetzt und betreut werden. Die erhaltenen Daten fließen einerseits in die Modellentwicklung 

von TP B9 ein, dienen aber auch zur Überprüfung der Zuverlässigkeit. Geplant ist 

weiterhin die Adaption der Sensorkonzepte für nachrüstbare Sensoren. Wie bisherige Ergebnisse 

zeigten, ist dabei die Realisierung des Stofftransports vom Beton zum nachträglich eingebauten 

Sensor problematisch und erfordert eingehendere Untersuchungen. 

Die entwickelten Chlorid-Sensormaterialien müssen hinsichtlich ihrer Langzeitstabilität verbessert 

werden. Im Rahmen dieser Arbeiten wird parallel der Aufbau von Sensoren mit Tests in Probekörpern 

erfolgen, um den Einsatz im ESB vorzubereiten. Der Einsatz fertiger Sensoren im ESB muss 

dann die notwendigen Informationen über die Langzeitstabilität unter realitätsnahen Bedingungen 

liefern. 

Bislang fehlt ein Sensor zum Nachweis treibender Angriffe auf den Beton, wie sie von Sulfat, Magnesium 

oder Calcium hervorgerufen werden. Zu diesem Zweck soll in der dritten FP ein Magnesiumsensor 

entwickelt werden. Der kritische Parameter bei einem solchen Sensor ist die Querempfindlichkeit 

des Nachweises auf Calcium. Sollte es nicht gelingen, ein calciumunempfindliches 

Messsystem zu etablieren, ist dieser Sensor dennoch geeignet einen treibenden Angriff zu detektieren, 

da eine schwankende Konzentration, gleich, ob von Magnesium oder Calcium, dennoch auf 

einen treibenden Angriff auf den Beton schließen lässt.

C1a 


2.5 Literatur 

BERLEPSCH, H. von, KIRSTEIN, S., Böttcher, C. 2002: Effect of Alcohols on J-Aggregation of a 

Carbocyanine Dye. Langmuir, 18, 7699 – 7705 

FUHR, P. L., 1999: The Development, Installation and Initial Results of Fiber Optic Chloride Sensors 

Embedded into Bridge Decks. SPIE 3538, 311. 

GHANDEHARI, M., VIMER, C.S., 2002: An Evanescent-Field Fiber Optic Sensor for pH Monitoring 

in Civil Infrastructure. 15 th ASCE Engineering Mechanics Conference EM2002, paper 585, 1 

– 9. (siehe HTTP://civil.columbia.edu/em2002/) 

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C1a 


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C1a 


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Verfahren zur Feuchtebestimmung, Sensor zur Durchführung des Verfahrens und Messanordnung. 

Deutsches Patentamt DE19942317.2 

- 164 -

Mikrowellensensoren und -Messtechnik 

für die Bauwerksüberwachung 

- 165 - 

C1b 

Jacob, Johannes 

Prof. Dr.-Ing. A. F. Jacob, Dr. rer. nat. H.-H. Johannes, Prof. Dr. rer. nat. W. Grahn † , 

Dipl.-Chem. M. Beckmann, Dipl.-Ing. T. Sokoll, Dipl. Chem.-Ing. P. Makedonski, 


Das Teilprojekt (TP) C1b war in der zweiten Förderperiode (FP) folgenden Aufgabengebieten gewidmet: 

Mikrowellenfeuchtesensoren, Mikrowellensensoren für chemische Einwirkungen, der 

Brucherkennung und Bruchortbestimmung an Spannstählen, dem Aufbau eines automatisierten 

portablen Labor-Messsystems, sowie der Konzipierung eines integrierten Messsystems. 

2.1.1 Mikrowellenfeuchtesensoren 

Eine wichtige Grundlage zur Beurteilung des Zustandes eines Bauwerkes ist die Kenntnis der Bauwerksfeuchte. 

Sie ist direkt oder indirekt an vielen Schädigungsprozessen (bakterieller Angriff, 

Transport von Ionen) beteiligt und daher im Rahmen eines ganzheitlichen Qualitätsicherungskonzeptes 

von besonderem Interesse. Ein idealer Feuchtesensor zur Verwendung im Bauwesen sollte 

zerstörungsfrei und reversibel arbeiten, tiefenaufgelöste und wiederholbare Ergebnisse liefern, 

schnell auswertbar sein, und unabhängig von bauwerksrelevanten Salzen reagieren [LESCHNIK 

1999]. Für eine qualifizierte Feuchtemessung stehen zur Zeit jedoch lediglich gravimetrische Verfahren 

zur Verfügung, obwohl diese weder zerstörungsfrei arbeiten noch schnelle Ergebnisse ermöglichen. 

Andere Verfahren sind Calciumcarbid-Verfahren, Karl-Fischer-Titration, Thermometrie, 

Hygrometrie, Infrarot-Verfahren, kernphysikalische Verfahren, sowie elektrische Methoden. 

Bis auf die elektrischen Methoden, sind alle Verfahren entweder nicht zerstörungsfrei, sehr aufwändig 

oder ungenau. Bei den elektrischen Methoden wiederum muss man unterscheiden zwischen 

niederfrequenten (kapazitive Sensoren) und hochfrequenten (Mikrowellensensoren) Messverfahren. 

Der entscheidende Vorteil der Mikrowellensensoren gegenüber den kapazitiven Sensoren liegt in 

dem wesentlich geringeren Störpotenzial bauwerksrelevanter Salze bei hohen Frequenzen. Beide 

Sensorarten nutzen zur Detektion von Feuchte die hohe Dielektrizitätszahl (DK) von Wasser, die 

sich aus dessen polarem Aufbau ergibt. Die DK ist entscheidend bei der Ausbreitung elektromagnetischer 

Wellen. Ausgehend von dieser physikalischen Grundlage ergeben sich eine Reihe von 

industriellen Anwendungsmöglichkeiten zur Detektion von Feuchte mittels Mikrowellen. Allerdings 

existiert momentan noch kein geeignetes Verfahren zum Online-Monitoring von Feuchte in 

Bauwerken. 

Am Ende der ersten Förderperiode standen zur Detektion von Feuchte unterschiedliche Sensorkonzepte 

gemäß Abbildung 1 zur Verfügung. In der zweiten Förderperiode wurden der Helixresonator, 

der Koaxialsensor und der Hohlleitersensor bezüglich Aufbau und Materialauswahl weiter optimiert. 

Während der Hohlraumresonator bei gleicher Funktion nicht so kompakt aufzubauen ist wie 

der Helixresonator, ist der Transmissionssensor [SCHNEIDER et al. 2000] nur nach aufwändiger 

Kalibrierung auswertbar.

C1b 


Hohlraumresonator 

Sensorkonzepte 

schmalbandig breitbandig 

Helixresonator 

Koaxial Hohlleiter Transmission 

Abbildung 1: In der ersten Förderperiode entwickelte Sensorkonzepte. 

Der Koaxialsensor zeichnet sich durch seinen einfachen Aufbau aus. Eine einfache Modellierung 

der Messumgebung ermöglicht zudem die Anwendung eines schnellen Algorithmus zur Extraktion 

der komplexen Dielektrizitätszahl (DK) aus den gemessenen Streuparametern [WIESE et al. 1999, 

JANNSEN et al. 2000b]. Die Ermittlung der DK lässt sowohl Aussagen über die Feuchte als auch 

über die vorhandene Leitfähigkeit zu. Dieser Sensortyp wurde bereits in der ersten FP in Ersatzbauwerken 

(ESB) erprobt und liefert seitdem Ergebnisse (siehe Abschnitt 2.3.2.2.). Bedingt durch 

den einfachen Aufbau kann elektromagnetische Energie abgestrahlt werden. Dieses erschwert eine 

genaue Feuchtekalibrierung. 

Aus diesem Grund erfolgte die Entwicklung des Hohlleitersensors. Der Hohlleiter ist so konzipiert, 

dass die elektromagnetische Welle nur mit dem zu untersuchenden Material wechselwirkt, nicht 

jedoch abgestrahlt wird. Eine genauere Kalibrierung ist daher möglich, auch wenn die Extraktionsalgorithmen 

zur Bestimmung der komplexen DK einen etwas höheren Rechenaufwand bedingen. 

Dieser Sensortyp wurde ebenfalls in ESB eingebracht [JANNSEN et al. 1999, JANNSEN et al. 

2000a]. 

Helixhalterung 

Messumgebung 

Abstandshalter 

r 

Abbildung 2: Erste Generation des Helixsensors und zugehörige Kalibrierkurve. 

�f res � 

Zusammen mit hochempfindlichen vektoriellen Netzwerkanalysatoren (VNA), die den Reflektionsfaktor 

nach Betrag und Phase messen, eignen sich die o.a. Sensoren besonders zur breitbandigen 

Untersuchung der Materialeigenschaften. Sie erlauben daher die Ermittlung der Frequenzbereiche, 

in denen die nachzuweisenden Effekte besonders ausgeprägt sind. Sind diese Bereiche lokalisiert, 

werden die sehr empfindlichen und einfach auszuwertenden schmalbandigen Sensoren eingesetzt. 

- 166 - 

0 

MHz 

-50 

-100 

-150 

-200 

-250 

-300 

Gemessene Werte 

Näherung 

0 20 40 60 80 % 100 

relative Luftfeuchte ��

- 167 - 

C1b 


Solch ein Sensorkonzept wurde mit dem Helixsensor [JANNSEN et al. 2001b, JANNSEN et al. 

2002a, JANNSEN et al. 2003] realisiert, der aufgrund der Verwendung der Helix innerhalb eines 

Resonators einen sehr kompakten Aufbau ermöglicht. So besitzt der in Abbildung 2 dargestellte 

Sensor einen Durchmesser von nur 14 mm bei einer Länge von 12 mm. Da das sensitive Material 

die Helixhalterung umfasst, konnte – bedingt durch die starke Verkopplung von Helix und Umgebung 

- eine sehr große Verschiebung der Resonanzfrequenz erreicht werden. Diese betrug 300 MHz 

in einem Feuchtebereich zwischen 0 % und 100 % relativer Luftfeuchte (rel. LF) bei einer Startfrequenz 

von 1,9 GHz bei 0 % rel. LF. Die Anpassung bei Resonanz (lediglich ca. –2 dB) und die 

niedrige Güte beeinträchtigen allerdings die Empfindlichkeit. Optimierungsbedarf bestand folglich 

bei der Verkopplung der Helix mit dem sensitiven Material einerseits und der Koaxialspeisung andererseits. 

Zur Kalibrierung wurden unterschiedliche gesättigte Salzlösungen verwendet, die das gezielte Einstellen 

der relativen Luftfeuchte (rel. LF) ermöglichen. Aus den Kalibrierpunkten wurde durch 

Verwendung eines nichtlinearen Anpassalgorithmus (Levenberg-Marquardt-Methode) eine Kalibrierkurve 

bestimmt, wobei sich ein funktionaler Zusammenhang der Form 

� 

f 

� 

fres res 

B 

C 

rel. LF � A� 

e � C � f res �e 

� E � f res � F 

mit den anzupassenden Parametern A bis F und der Resonanzfrequenz fres als geeignet herausgestellt 

hat. 

Die Eignung der Sensoren zur Bauwerksüberwachung konnte bereits in der ersten FP gezeigt werden. 

Offene Fragen für die zweite FP ergaben sich insbesondere im Hinblick auf die Erweiterung 

der Kalibrierung. Hier sollten Temperaturabhängigkeiten überprüft und der Einfluss eventueller 

Alterungsprozesse erfasst werden. Diese Sensoren wurden ebenfalls im Labor und in den ESB des 

TP B9 getestet. 

2.1.2 Mikrowellensensoren für chemische Einwirkungen 

Mit den o. a. breitbandigen Sensoren können, wie beschrieben, der Real- und der Imaginärteil der 

DK der Messumgebung bestimmt werden. Während der Realteil bei Frequenzen oberhalb 2 GHz 

Rückschlüsse auf die Feuchte ermöglicht, ist der Imaginärteil bei Frequenzen unterhalb 1 GHz von 

der Leitfähigkeit geprägt. Letzteres wird durch die Formel 

�´´ 

� 

� 

(1) 

r , leit 

(2) 

2�f 

� � 0 

beschrieben, wobei � die Gleichstromleitfähigkeit, f die betrachtete Frequenz und �0 die 

Permittivität des Vakuums darstellt. Der Imaginärteil wächst demnach linear mit der Leitfähigkeit 

und fällt mit steigender Frequenz hyperbolisch ab. Dieses ermöglicht die getrennte Messung von 

Feuchte und Leitfähigkeit mittels Mikrowellen. Die Leitfähigkeit wird bestimmt durch die 

Konzentration und Spezies der sich in Lösung befindlichen Ionen. Mit nur einer Messgröße (�r’’) ist 

die selektive Detektion mehrerer Ionenspezies grundsätzlich nicht möglich. 

Um dennoch selektive Messungen zu ermöglichen, wurde in der ersten FP ein neuartiger Ansatz 

untersucht. Es wurde ein Sensormaterial verwendet, das seine dielektrischen Eigenschaften (�r’) nur 

unter Einflusss einer bestimmten Ionenspezies ändern kann. Die chemische Grundlage hierfür ist 

das Koextraktionsprinzip [ROTHMAIER et al. 1996]. Hierbei wird ein Ionophor in eine 

Polymermatrix integriert. Unter Aufnahme der ensprechenden Ionen aus der Messumgebung ändert

C1b 


sich die Polarität der Polymermatrix, was dann mikrowellentechnisch erfasst werden kann. Um den 

Aufbau einer Potenzialbarriere durch Anbindung nur eines Ions zu verhindern, wird ebenfalls die 

Aufnahme eines Gegenions chemisch ermöglicht. Die ersten Versuche, die hierzu stattfanden, 

wurden mit einem dem Koaxialsensor ähnlichen Prinzip verwirklicht, um eine breitbandige 

Auswertung zu ermöglichen. Abbildung 3 (links) zeigt den Aufbau: Die am Stecker eingekoppelte 

elektromagnetische Welle wechselwirkt mit der Membran. Letztere befindet sich vor einer Kurzschlussplatte, 

die eine Abstrahlung der elektromagnetischen Welle verhindert. Über Öffnungen in 

der Platte tritt die Membran in Wechselwirkung mit der Umgebung. Diese Öffnungen sind so angeordnet, 

dass durch sie keine Abstrahlung stattfindet. Wiederum wird der komplexe Reflektionsfaktor 

r zur Auswertung herangezogen. Die ersten damit erzielten vielversprechenden Ergebnisse bei 

Verwendung einer chloridselektiven Membran sind rechts im Bild dargestellt. Es ist eine deutliche 

Veränderung des Betrages des Reflektionsfaktors bei steigender NaCl-Konzentration zu 

verzeichnen. 

Messumgebung 

- 

-- - 

r - - 

- - 

Kurzschlussplatte 

Membran Eintrittlöcher 

Abbildung 3: Aufbau des breitbandigen Sensors mit Verwendung einer chloridselektiven 

Membran und die erzielten Messergebnisse. 

In der zweiten Förderperiode stand daher die Verifikation der Messungen an. Hier sollten insbesondere 

die Querempfindlichkeiten der Membran auf andere Ionenarten, sowie die Anwendbarkeit des 

Verfahrens auf andere Ionenspezies (SO4 2- und NH4 + ) bei Verwendung entsprechender Ionophore 

untersucht werden. Da die durchgeführte breitbandige Messung darüber hinaus eine besonders 

starke Abhängigkeit im Bereich um f = 200 MHz zeigt, bestand die Frage, ob ein auf diese Frequenz 

optimierter resonanter Sensor zu einer höheren Empfindlichkeit beiträgt. 

2.1.3 Brucherkennung und Bruchortbestimmung an Spannstählen 

Die Brucherkennung an Spannstählen wird zurzeit durch visuelle Überprüfung, Röntgenspektroskopie, 

Magnetoresonanzmessungen [HILLEMEIER et al. 2002] oder akustische Verfahren 

[COCHRAN et al. 2002] durchgeführt. Jedes der Verfahren beinhaltet Einschränkungen bezüglich 

der Zerstörungsfreiheit, der Zugänglichkeit der Spannstähle, oder der Überdeckung durch den 

Werkstoff. Eine weitere Methode besteht in der Verwendung kurzer elektrischer Pulse, bei denen 

durch Messung von Laufzeiteffekten auf eventuelle Brüche geschlossen werden kann. Allerdings 

weisen zeitlich kurze Pulse ein breites Frequenzspektrum auf, wodurch die Pulse auf Grund der 

frequenzabhängigen Verluste im Beton stark verzerrt werden, was eine Bruchortbestimmung erschwert. 

In dem ehemaligen Teilprojekt C5 wurde daher in der ersten FP eine neuartige Methode mittels 

elektromagnetischer Resonanzmessungen untersucht [BUDELMANN et al. 2001, Jannsen et al. 

|S 11 | � 

- 168 - 

0.0 

dB 

-0.4 

-0.8 

-1.2 

H 2 0 

NaCl 2% 

NaCl 4% 

0 250 500 750 MHz 1000 

Frequenz �

- 169 - 

C1b 


2002b]. Hierbei werden einzelne Stäbe als elektromagnetisch ungeschirmte Resonatoren betrachtet. 

Bei Anregung der Stäbe mit einem breitbandigen elektromagnetischen Signal (30 kHz – 300 MHz) 

kann man aus der Differenz zweier sich ergebender Reflektionsminima �f mit der Formel 

l 

c0 

� 

2� 

�f 

� 

auf die Länge l des angekoppelten Stabes und somit auf einen eventuell vorhandenen Bruch schließen. 

Die für Simulationen notwendige theoretische Beschreibung beruht auf der Betrachtung der 

Spannstähle als Leitungen, auf denen elektromagnetische Wellen wandern. Es handelt sich somit 

um ein grundlegendes hochfrequenztechnisches Problem. Mittels der durchgeführten Simulationen 

konnte sehr erfolgreich der Einfluss unterschiedlicher Parameter untersucht werden. So wurde klar 

die gemäß Formel 3 erwartete Verschiebung der Reflektionsminima mit veränderlicher Bruchposition 

ermittelt. Ebenfalls konnte bei Simulation eines Bündels von 5 Stäben der Länge 8,20 m, bei 

dem ein Stab einen Bruch nach 6,20 m aufweist, dieser klar am Reflektionsspektrum erkannt werden. 

Weitere Simulationen befassten sich mit der Ankopplung des elektromagnetischen Signals in 

die Spannstahlanordnung. Hier wurde gezeigt, dass bei der im theoretischen Fall einfach zu realisierenden 

Impedanzanpassung nicht nur die Länge des angeregten Stabes, sondern auch die der benachbarten 

Stäbe aus dem Reflektionsspektrum detektierbar wird. Um den Messaufwand auf das 

Monitoring nur eines Stabes zu reduzieren, sollte daher eine geeignete Schaltung konzipiert und 

erprobt werden, die eine ausreichende Anpassung gewährleistet. 



Die bestehenden Sensoren wurden sowohl im Labor als auch in ESB getestet. Insbesondere wurde 

ihre Temperaturabhängigkeit und Alterungsbeständigkeit untersucht. Die gewonnenen Erkenntnisse 

dienten der Optimierung. Der Fokus lag auf den besonders empfindlichen resonanten Sensoren. 

Für die Feuchtedetektion wurden in der ersten FP als Sensorsubstanz volumenbehaftete Materialien 

(poröse Keramiken, Zementstein) verwendet. Der selektive Nachweis von Ionen mittels Koextraktion 

verlangt dagegen nach Polymeren, die sich jedoch nur in Form von Membranen herstellen lassen. 

Hierfür wird ein festes Polymergranulat zunächst in Lösung gebracht. Das Lösungsmittel wird 

anschließend kontrolliert verdampft. Die erhaltenen Membranen sind allerdings sehr dünn. Sie lassen 

sich deshalb – auch mit dem dafür in der ersten Förderperiode entwickelten breitbandigen Sensor 

(vgl. Abbildung 3) – nicht mit der erforderlichen Genauigkeit charakterisieren. Um dieses 

Problem zu lösen, wurden systematisch 

planare Resonatoren untersucht – zunächst 

nur mit feuchtesensitiven Poly- 

meren [PAWLAK et al. 2001]. Ziel 

dieser Forschungen war es festzustellen, 

wie dick die auf dem Resonator 

aufgebrachte Membran mindestens sein 

muss, damit die darüber liegende 

Schicht (z.B. das Baumaterial) das 

Messergebnis nicht verfälscht. Als besonders 

geeignet hat sich der Ringresonator 

nach Abbildung 4 herausgestellt. 

� 

r 

Polymer 

Ringresonator 

(3) 

Abbildung 4: Planarer Ringresonator und aufgebrachtes 

Polymer.

C1b 


Nach erfolgtem Entwurf wurde das Prinzip mit verschiedenen feuchtesensitiven Polymeren verifiziert. 


Die selektive Detektion einzelner Ionenspezies mittels Mikrowellen ist ein völlig unerschlossenes 

Forschungsgebiet. Der hier verfolgte Ansatz basiert auf einer chemischen Substanz, die selektiv nur 

eine bestimmte Ionenspezies aus der Messumgebung aufnimmt und dadurch ihre dielektrischen 

Eigenschaften verändert. Eine solche Veränderung kann dann mikrowellentechnisch detektiert werden. 

Aufgrund der Neuartigkeit des Ansatzes konnte nicht auf Ergebnisse in der Literatur zurückgegriffen 

werden. Vielmehr wurden die unterschiedlichen chemischen Konzepte (Koextraktion und J- 

Aggregation) eingehend experimentell untersucht. 

Die Eignung von breitbandigen Mikrowellensensoren zur nichtselektiven Detektion von Ionen in 

Beton wurde bereits in der ersten FP gezeigt. In der zweiten FP wurde ebenfalls die Möglichkeit zur 

Verwendung der schmalbandigen Sensoren nachgewiesen [SOKOLL et al. 2002]. Da es sich hierbei 

um einen nichtselektiven Prozess handelt, wurden weiterhin systematisch unterschiedliche Filtermembranen 

auf ihre Eignung hin getestet, ein- und mehrwertige Ionen voneinander zu trennen, 

um somit zumindest eine eingeschränkte Selektivität zu erreichen. 

2.2.3 Brucherkennung und -ortung an Spannstählen 

Es wurde, wie geplant, eine Anpassschaltung konzipiert und dimensioniert. Parallel hierzu wurden 

die experimentellen Arbeiten aus TP C2 begleitet. So wurden Sensoren zur Messung der DK in den 

ESB zur Verfügung gestellt. Weiterhin umfassten diese Aktivitäten die Adaptierung der Auswerte- 

Software an die praktischen Erfordernisse. Hinzu kam schließlich die Unterstützung bei der Durchführung 

der Messungen und der Interpretation der Messergebnisse. Hierbei stellte sich heraus, dass 

unter praktischen Bedingungen eine Optimierung der Anpassschaltung wenig wirksam ist, denn die 

Ionenleitfähigkeit im Beton beeinträchtigt maßgeblich die Empfindlichkeit der Messung in den interessierenden 

Frequenzbereichen. Tatsächlich mussten die Modelle für die Interpretierbarkeit der 

Ergebnisse um diesen Effekt erweitert werden. 

2.2.4 Das Messsystem 

2.2.4.1 Automatisiertes portables System 

Um mit den unterschiedlichen Sensoren häufige Messungen mit vertretbarem Zeitaufwand zu ermöglichen, 

ist ein portables, automatisiertes Messsystem erforderlich. Ein solches System beinhaltet 

einen Steuerrechner, einen vektoriellen Netzwerkanalysator (VNA) und zur Vervielfachung der 

Messkanäle des VNA einen Koaxialschalter. 

Für die Programmierung der Steuersoftware wurde die Wahl der Softwareplattform mit TP C1a 

abgestimmt. Die Integration zu einem gemeinsamen in-situ-Messdatenerfassungssystem ist daher 

problemlos möglich. 

2.2.4.2 Konzipierung eines integrierten Systems 

Für die Anwendung im Bauwesen eignet sich das unter 2.2.4.1 beschriebene System nicht. Dieses 

liegt zum einen an den hohen Kosten der benötigten Komponenten. Zum anderen verfügen die 

VNA über eine Genauigkeit, die nicht zwingend erforderlich ist. Insbesondere bei der Auswertung 

der resonanten Sensoren ist das Messen des Reflektionsfaktors nach Betrag und Phase nicht notwendig. 

Eine reine Betragsmessung liefert alle erforderlichen Daten. Im Folgenden wurden daher 

Konzepte untersucht, bei denen die Betragsmessung unter Bauwerksbedingungen möglichst einfach 

- 170 -

- 171 - 

C1b 


und somit kostengünstig realisiert werden kann. Es wurden systematisch unterschiedliche Konzepte 

auf ihre Eignung zur Erzeugung und Verteilung des Mikrowellensignals, zur Datenübertragung und 

Integrierbarkeit hin vergleichend untersucht. 



2.3.1.1 Helixsensoren 

Schicht 2 

Schicht 3 

(Helixhalter) 

Schicht 1 

r 

Den optimierten Sensoraufbau zeigt 

Abbildung 5 [JANNSEN et al. 

2001b]. Die Schichten 1 bis 4 dienen 

der variablen Anpassung des Sensors. 

Anders als in Abbildung 2 ist die Helixhalterung 

hier nicht direkt in das zu 

untersuchende Material eingebettet. 

Die Ankopplung der Helix an das 

sensitive Material (Schicht 4) wird 

über die Schicht 3 verringert. Dieses 

bewirkt eine kleinere Verschiebung 

der Resonanzfrequenz, aber eine höhere 

Güte. Die Ankopplung der Helix 

an die Koaxialleitung wird über die 

Abstandsschicht 1 und die Verlängerung 

des Innenleiters der Koaxiallei- 

tung um e eingestellt. Durch diese Maßnahmen konnte die Empfindlichkeit des Sensors entscheidend 

verbessert werden. Dieses demonstriert sehr deutlich Abbildung 6. Zur besseren Vergleichbarkeit 

beziehen sich beide Spektren auf ihre jeweilige Resonanzfrequenz. Die Verbesserung ist so 

groß, dass bei Auftragung typischer Resonanzspektren der Sensoren beider Generationen in einem 

Diagramm das Resonanzspektrum des Sensors der ersten Generation kaum noch als solches zu erkennen 

ist. 

S 11 � 

0 

dB 

-2 

-4 

Helix 

e 

a b c d 

r min, H1 = -0,65 dB 

Schicht 4 

sensitives Material 

Abbildung 5: Zweite Generation des Helixsensors . 

-6 

-8 

Sensoren der 

ersten Generation 

-10 

r = -11,25 dB 

min, H2 

-12 

-200 -100 0 

zweiten Generation 

100 MHz 200 

relative Frequenz � 

Abbildung 6: Spektren der unterschiedlichen Sensorgenerationen. 

Das Eindringen von Porenlösung führte bei den Sensoren nach Abbildung 2 zu häufigen Ausfällen. 

Mit dem optimierten Aufbau nach Abbildung 5 konnte durch geeignetes Verspannen der Helixhalterung 

eine Abdichtung gegenüber der Messumgebung erreicht werden. Für die Helixhalterung

C1b 


wurde wegen seiner hervorragenden Hochfrequenzeigenschaften Teflon verwendet. Auch bei den 

mechanisch stark beanspruchten Sensoren, die in den ESB getestet wurden, waren nun keine weiteren 

Ausfälle mehr zu verzeichnen. 

2.3.1.1.1 Laborversuche zu den Helixsensoren 

Um definierte Testbedingungen zu schaffen, wurden die optimierten Sensoren eingehend im Labor 

untersucht. Dafür wurden unterschiedliche Zementblöcke tiefengestaffelt mit Sensoren ausgestattet. 

Um die Eignung der Sensoren auch für den nachträglichen Einbau in bestehende Bauwerke zu 

überprüfen, wurden sie nicht nur direkt bei Betonage, sondern auch mittels Injektionspackern in den 

Betonblöcken befestigt (siehe Abbildung 7). 

PE-Rohre für 

PE-pipes for 

nachträglichen 

subsequent 

Einbau 

installation 

700 mm 

Mikrowellenkabel 

microwave cable 

microwave Mikrowellen- 

sensors sensoren 

Tabelle 1: Übersicht der im Labortest verwendeten Sensoren. 

Tabelle 1 zeigt die Art des 

Einbaus sowie Einbautiefe 

Sensorbezeichnung Block Einbautiefe Art des Einbaus (Abstand zwischen dem 

h1 1 10 mm direkt 

Boden des Betonblockes 

und Sensorkopf) der hier 

h2 2 10 mm direkt betrachteten Sensoren. In 

h3 1 10 mm nachträglich 

beiden Blöcken wurde je 1 

Sensor direkt bei der Beto- 

h4 2 5 mm / 10 mm nachträglich nage eingesetzt, während 

der zweite mit einem Injektionspacker 

in einbetonierte 

PE-Hüllrohre eingesetzt wurde. Die Einbautiefe betrug bei allen Sensoren bis auf h4 10 mm. Die 

Ergebnisse dieser Versuche sind in Abbildung 8 dargestellt. Die direkt eingebauten Sensoren h1 

und h2 zeigten bei Messbeginn bedingt durch den längeren Kontakt mit der Messumgebung einen 

hohen Feuchtewert. Der Sensor h2 detektierte zudem eine Feuchtewert oberhalb von 100 %. Dieses 

bedeutet, dass freies Wasser bei der Herstellung des Betonkörpers in den Sensor vorgedrungen war. 

Es wurden somit Feuchtigkeitswerte detektiert, die außerhalb der Kalibrierkurve liegen. Im weiteren 

Verlauf zeigten alle Sensoren das Austrocknen beider Blöcke an. Während die Sensoren h1, h2 

und h3 (gleich Einbautiefe) einen Wert von 65 � 1 % rel. LF an zeigten, ergab sich bei Sensor h4 

ein niedrigerer Wert, da er sich näher an der Oberfläche befand. Die Bewässerung von Block 1 nach 

- 172 - 

direct direkt 

subsequent 

nachträglich 

200 mm 

Abbildung 7: Direkt und nachträglich eingebaute Helixsensoren in Betonprobekörper.

- 173 - 

C1b 


115 Tagen wurde von beiden Sensoren h1 und h3 angezeigt. Der direkt eingebaute Sensor h1 kam 

hierbei wieder mit freiem Wasser in Berührung. Um schließlich die Funktionsfähigkeit des Sensors 

h4 zu kontrollieren, wurde er aus Block 2 entfernt und mit einer Einbautiefe von 10 mm in den bewässerten 

Block 1 verbracht. Der Sensor pegelte sich nach etwa 25 Tagen auf den gleichen Wert 

wie der ebenfalls nachträglich eingebaute Sensor h3 ein. Nach Beenden der Bewässerung detektierten 

alle im Block 1 befindlichen Sensoren den daraufhin einsetzenden Trocknungsprozess. Als Fazit 

dieser umfangreichen Versuche ist die Eignung der Helixsensoren zur Detektion von Feuchte in 

Beton festzustellen. 

relative Luftfeuchte �� 

100 

% 

75 

50 

25 

freies Wasser 

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 d 240 

2.3.1.1.2 Helixsensoren in den Ersatzbauwerken 

Neben den Tests unter kontrollierten Bedingungen 

im Labor wurden die Sensoren auch 

in das ESB vom Typ Hohes C des TP B9 

eingebracht. Die Abmessungen des ESB 

sind in Abbildung 9 dargestellt. Das ESB 

wurde mit unterschiedlichen Lösungen beaufschlagt, 

und durch das Verspannen wurden 

zusätzliche Risse im Beton erzeugt. Betrachtet 

werden im Folgenden drei Sensoren, 

die tiefengestaffelt bei Einbautiefen von 

12 mm, 15 mm und 21 mm in die frei bewitterte 

Zone (siehe Markierungen in Abbildung 

9) des zweiten ESB vom Typ Hohes C 

eingebaut wurden. Der Abstand zwischen 

den einzelnen Sensoren betrug 10 cm. Die 

Sensoren wurden mittels Injektionspackern 

in das Bauwerk eingebracht und konnten 

Zeit �� 

Abbildung 8: Ergebnisse zu den Laborversuchen der getesteten Helixsensoren. 

2.20 m 

2 4 

Na SO 

4 3 

NH NO 

Säure 

1.50 m 

h1 (10 mm) 

h2 (10 mm) 

h3 (10 mm) 

h4 ( 5 / 10 mm) 

NaCl 

0.25 m 0.23 m 

1.00 m 

Abbildung 9: Beaufschlagtes und 

vorgespanntes Ersatzbauwerk Hohes C. 

0.23 m 

Zugang zu 

den Sensoren

C1b 


somit wieder entnommen und im Labor eingehend untersucht werden. Der Einbau der ersten Helixsensoren 

mit optimierter Ankopplung erfolgte im September 2000. Die Sensoren wurden über einen 

Zeitraum von 930 Tagen getestet, bevor sie im Labor untersucht wurden. Die Ergebnisse sind in 

Abbildung 10 dargestellt. Nach stark unterschiedlichen Startwerten pegelten sich die Sensoren Anfang 

2001 auf rel. LF- 

Werte zwischen 74 % 

und 87 % ein. Danach 

zeigte Sensor H2 deutlich 

andere Werte an 

als die Sensoren H1 

und H3. Die mit H2 

detektierte rel. LF stieg 

innerhalb eines Monates 

stark an. Die Messergebnisse 

lassen auf 

das lokale Auftreten 

von freiem Wasser 

schließen. Durch das 

Vorspannen des ESB 

bilden sich zufällig 

Risse aus, die Trans- 

rel. LF. � 

100 

% 

50 

0 


freies Wasser 

0 200 400 

Zeit � 

600 800 d 1000 

Abbildung 10: Ergebnisse der Helixsensoren im ESB. 

- 174 - 

2002 

Sensor / Einbautiefe 

H1 / 21 mm 

H2 / 15 mm 

H3 / 12 mm 


portkanäle für das von außen zugeführte Wasser darstellen. Sensor H2 liegt demnach im Bereich 

eines Risses, H1 und H3 nicht. Bei ihnen liegen die rel. LF-Werte im erwarteten Bereich, und die 

Sensoren reagieren tendenziell gleich. Diese Tatsache weist auf die Funktionsfähigkeit der Sensoren 

hin, was durch die nachträgliche Überprüfung im Labor bestätigt wurde. Bei Entnahme der 

Sensoren und anschließender Kontrolle im Klimaschrank zeigten alle Sensoren allerdings Abweichungen 

von den bei Messbeginn aufgenommenen Kalibrierkurven. 

� Temperatur 

Als Ursache für dieses Verhalten 

wurde die mangelnde 

thermische Stabilität des für 

die Helixhalterung verwendeten 

Teflons vermutet. Dieses 

wurde daraufhin eingehend 

im Labor untersucht. 

Dafür wurden zwei Sensoren 

bei konstanter rel. LF in eine 

Temperaturkammer ge- 

2.69 

GHz 

2.68 

2.67 

2.66 

fres Temperatur 

150 

°C 

100 

50 

bracht. Die Temperatur 

wurde in Stufen zwischen - 2.65 

0 

20 °C und 80 °C geändert, 

und die Resonanzfrequenz 

0 10 20 30 40 50 60 70d80 wurde gemessen. Das Er- 

Zeit � 

gebnis ist in Abbildung 11 

dargestellt. Es besteht keine 

Abbildung 11: Irreversibles Verhalten bei Verwendung von Teflon. 

Korrelation zwischen Temperatur und Resonanzfrequenz. Außerdem zeigt der Sensor kein reversibles 

Verhalten. 

f res �

Als Nächstes wurden Sensoren 

komplett ohne Teflon aufgebaut. 

Insbesondere wurden 

für die Helixhalterung andere 

Materialien verwendet. Weil 

die dielektrischen Eigenschaften 

meist nur bei 1 MHz 

angegeben werden, wurden 

die wegen ihrer günstigen 

thermischen Eigenschaften 

ausgewählten Materialien 

zunächst breitbandig mit dem 

zur Verfügung stehenden 

Hohlleitersensor bis 6 GHz 

untersucht. Es zeigte sich, 

dass mit den ausgewählten 

Materialien die Sensoren reversibel 

funktionierten. Ab- 

f res � 

3.03 

GHz 

3.02 

3.01 

- 175 - 

C1b 


3.00 

2.99 

10 

2.98 

2.97 

0 2 

fres Temperatur 

4 6 8 10 

0 

-10 

12 h 14 

Zeit � 

Abbildung 12: Reversibles Verhalten bei Verwendung einer 

Keramik als Helixhalter. 

bildung 12 zeigt stellvertretend die Ergebnisse eines Temperaturversuchs unter Verwendung einer 

Helixhalterung aus der Keramik C-STOCK AK-10 der Fa. Cuming Microwave Corporation. 

Diese Versuche bestätigen, dass Teflon für den Aufbau der Sensoren nicht geeignet ist. Die oben 

dargestellten Ergebnisse dokumentieren hier eine wesentliche Verbesserung, die auch für den Einsatz 

des Sensors im integrierten in-situ-Messsystem entscheidend ist. 

2.3.1.2 Ringresonator 

Unter einer Vielzahl von planaren Resonatoren hat sich der planare Ringresonator (vgl. Abbildung 

4) als besonders empfindlich herausgestellt. Die auf dem Resonator aufliegende Membran tritt 

in Wechselwirkung mit der Umgebung und verändert dadurch ihre dielektrischen Eigenschaften. 

Dies bewirkt eine Verschiebung der Resonanzfrequenz. Die Resonanzfrequenz eines solchen Resonators 

folgt aus: 

f 

res 

c 

� n � 

2� 

� r 

0 

m 

� 

e 

30 

°C 

20 

. (3) 

Hier ist c0 die Vakuumlichtgeschwindigkeit, n die Ordnung der Resonanz, rm der mittlere Radius 

des Ringresonators und �e die effektive DK. Letztere ist insbesondere eine Funktion der Höhe und 

der DK des Substrates, sowie der Eigenschaften des Polymers. Bei richtiger Dimensionierung wird 

sie nicht von der angrenzenden Umgebung beeinflusst. Die Ergebnisse einer systematischen Parameterstudie 

mittels einer Vollwellenanalyse sind in [PAWLAK et al. 2002] zusamengefasst. Als 

umgebendes Medium wurde willkürlich Luft angenommen, während für die Membran eine DK von 

4 angesetzt wurde. In Abbildung 13 ist die auf den Maximalwert �fres, max bezogene Resonanzfrequenzverschiebung 

�fres (�fres, rel = �fres / �fres, max) über der Dicke der Membran aufgetragen. Um 

auch bei dünnen Membranen eine möglichst geringe Abhängigkeit von den Umgebungseinflüssen 

zu gewährleisten, muss das Substrat eine hohe DK und eine geringe Dicke aufweisen – im Beispiel 

10,8 und 0,254 mm. Dann reicht für �fres > 0.9 �fres, max bereits eine Membrandicke von 0,5 mm. 

� Temperatur

C1b 


� f res, rel � 

1.0 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0.0 

0 1 2 3 mm 4 

h mem � 

Abbildung 13: Änderung der relativen Frequenzverschiebung über der Membrandicke mit der 

DK (links) oder der Höhe des Substrates (rechts) als Parameter. 

Nach dieser aufwändigen theoretischen Modellierung wurde der Sensor mittels herkömmlicher Lithografie 

und Ätzprozesse hergestellt und mit unterschiedlichen feuchtesensitiven Polymeren getestet. 

Abbildung 14 zeigt Er- 

gebnisse, die mit einer 0,25 mm 

dicken polyHEMA-Schicht erzielt 

wurden. Mit gesättigten 

Salzlösungen wurden definierte 

Feuchtewerte eingestellt. Der 

Sensor zeigte über den gesamten 

Feuchtebereich von 0 % bis 

100 % rel. LF eine Frequenzverschiebung 

von über 200 MHz. 

Die größte Empfindlichkeit liegt 

hierbei in dem bauwerksrelevanten 

Feuchtebereich zwischen 

60 % und 100 % rel. LF. 

� r, sub = 10.80 

� r, sub = 6.15 

� r, sub = 2.20 

f res � 

2.60 

GHz 

2.55 

2.50 

2.45 

2.40 

2.35 

� f res, rel � 


2.3.2.1 Ionenselektive Sensoren 

Die Detektion schädigender Ionen in der Bauwerksüberwachung ist ein international vielbeachtetes 

Thema. Im Folgenden werden hierzu zwei neuartige Konzepte und Ergebnisse präsentiert. 

Es fanden umfangreiche Tests von ionenselektiven als auch ionensensitiven Membranen beziehungsweise 

Gels statt. Zum sensitiven Nachweis einzelner Ionenspezies mittels Mikrowellen wurde 

die Eignung des bekannten und vielversprechenden Prinzips der Koextraktion untersucht. Hierbei 

wird in eine vorzugsweise hydrophobe Membran ein ionenspezifischer Indikatorstoff eingebracht. 

Bei Aufnahme einer bestimmten Ionenspezies und geeigneter Gegenionen verändern sich die Polarität 

des Indikators und die des Ionophors und somit auch die dielektrischen Eigenschaften der 

Membran. Da a priori nicht bekannt ist, in welchem Frequenzbereich die größte Empfindlichkeit zu 

erwarten ist, wurde ein breitbandiger Sensor verwendet (siehe Abbildung 3), der von 0 bis 18 GHz 

einsetzbar ist. 

- 176 - 

1.0 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0.0 

h sub = 0.254 mm 

h sub = 1.270 mm 

h sub = 2.540 mm 

0 1 2 3 mm 4 

h mem � 

0 20 40 60 80 % 100 

rel. LF. � 

Abbildung 14: Resonanzfrequenzverschiebung über rel. LF.

- 177 - 

C1b 


Der Schwerpunkt der Untersuchungen zu ionensensitiven Materialien wurde auf die Chloriddetektion 

gelegt. Diese Gewichtung trägt dabei der Relevanz dieser korrosiv einwirkenden Spezies für 

die Bauwerksüberwachung Rechnung. Die ersten untersuchten Ionophore gehören zur Gruppe der 

Zinnorganyle, während als Indikator ein Fluorescein-Derivat verwendet wurde. Diese Ionophor- 

Indikator-Kombination hat sich im alkalischen Medium als nicht tauglich erwiesen. Daher wurden 

im nächsten Schritt aus der Literatur bekannte Organoquecksilberverbindungen untersucht 

[ROTHMAIER et al. 1996]. Diese sind für Anwendungen im optischen oder Mikrowellenbereich 

nur unter sehr hohem Aufwand zu synthetisieren. Die systematischen Testmessungen konnten trotz 

erwiesener Eignung des Sensoraufbaus keinen Funktionsnachweis der sensitiven Membran erbringen. 

Der Grund liegt wiederum in mangelnder pH-Stabilität. Es wurde somit gezeigt, dass das Prinzip 

der Koextraktion nicht zur sensitiven Detektion von Ionen im Mikrowellenbereich geeignet ist. 

In der Folge wurde das aus anderen Anwendungen bekannte chemische Prinzip der J-Aggregation 

Abbildung 15: Bildung (Abbau) von J-Aggregaten unter Zugabe (Abnahme) von Chloriden. 

auf seine Tauglichkeit für Mikrowellen untersucht [BERLEPSCH et al. 2000]. J-Aggregate entstehen 

durch die Ausrichtung ungeordneter polarer Monomere zu geordneten Strukturen unter der Zugabe 

einer bestimmten Ionenspezies (Abbildung 15). Da eine Neuordnung 

die Polarität des Gesamtmediums ändert, ist eine Verringerung 

der DK zu erwarten. Ein Vorteil dieser Methode besteht in 

der Möglichkeit, die zur J-Aggregation befähigten Materialien 

nicht nur in planaren Membranen, sondern auch in voluminöse 

Gels einbetten zu können. Als Wirtsmaterial wurde eine auf Polyvinylalkohol 

(PVA) basierende Matrix gewählt. Diese weist eine 

variabel einzustellende Vernetzungsstruktur auf. Das Auswaschen 

des sensitiven Materials kann somit gezielt verhindert werden. Die 

Verwendung von PVA vereinfacht den Sensoraufbau auch dahingehend, 

dass das entstehende Gel den Sensorkopf komplett umfasst 

(Abbildung 16). Ein Stofftransport entlang der Schnittstelle Sensor 

/ Gel kann ausgeschlossen werden. Es konnte somit auf die bestehenden 

Koaxialsensoren zurückgegriffen werden, welche eine mo- 

dellbasierte Extraktion der DK ermöglichen und somit eine physikalische 

Deutung der Messergebnisse zulassen. Die Herstellung 

des Gels bedurfte zunächst einer aufwändigen Optimierung. Hier- 

Abbildung 16: Messaufbau 

zum Test der J-Aggregate. 

bei stellten sich insbesondere die Parameter Molekülgewicht des PVA, die Temperatur des Herstellungsprozesses 

und die Konzentration des Vernetzers als entscheidende Größen heraus. Nachdem 

die Gels eine ausreichende Stabilität erreicht hatten, wurden systematische Versuche zur deren 

Charakterisierung unternommen. Die zu verändernden Parameter waren die Ionenkonzentrationen

C1b 


sowie der pH-Wert. Die Versuche ergaben, dass der Sensor nicht nachweisbar selektiv auf Chloridionen 

reagierte, sondern vielmehr auf die veränderte Leitfähigkeit in Abhängigkeit der zugeführten 

Ionenkonzentrationen. Zur Verifikation der Messergebnisse wurden Gels ohne sensitive Materialien 

getestet. Die wichtigsten Ergebnisse sind in Abbildung 17 dargestellt. Wie deutlich zu erkennen ist, 

unterscheiden sich die Sensorantworten der mit Gels ummantelten Sensoren nur geringfügig 

voneinander, wobei die Tendenzen denen des unbeschichteten Sensors ähneln. Dieser Effekt wurde 

auch bei Beaufschlagung der Sensoren mit anderen Salzen beobachtet. Mögliche Effekte der J- 

Aggregate auf die DK werden offensichtlich von der DK der eindringenden Lösung überdeckt. Die 

maximale, für die Bildung von J-Aggregaten nicht zu überschreitende, erzielbare Konzentration an 

sensitivem Material ist offenbar zu gering. 

Realteil (DK) � 

80 

70 

60 

50 

40 

30 

0 

0 20 40 60 80 h 100 0 20 40 60 80 h 100 

Zeit � 

Zeit � 

Abbildung 17: Real- (links) und Imaginärteil (rechts) der DK eines Gels nach 

Chloridbeaufschlagung. 

2.3.2.2 DK-Sensoren 

Gel+sensitives Material 

Gel 

Ohne Gel 

Da die chemischen Prinzipien zur ionenselektiven Detektion nicht die gewünschten Ergebnisse 

zeigten, wurden die bestehenden Sensorkonzepte auf ihre Eignung untersucht. Zunächst wurde ein 

Helixsensor für eine Resonanzfrequenz von 800 MHz dimensioniert und getestet [SOKOLL et al. 

2002]. Als Messgröße wurde der Betrag des Reflektionsfaktors in Resonanz herangezogen. Die 

Funktionalität konnte nachgewiesen werden. Änderungen der Chloridkonzentration in einer Lösung 

konnte im Labor mit einer Genauigkeit von 0,03 M detektiert werden. Als problematisch hat sich 

die mangelnde Stabilität der zu diesem Zeitpunkt noch nicht vollständig optimierten Sensoren herausgestellt. 

Die Kalibrierung erwies sich in diesem Zusammenhang als eine besondere Herausforderung. 

Die mangelnde Stabilität verhinderte letztlich einen erfolgreichen Einsatz des Sensors in 

Beton wegen der dort vorherrschenden zahlreichen anderen Einflüsse. 

Bereits in der ersten Förderperiode wurde die prinzipielle Eignung der breitbandigen DK-Sensoren 

zur qualitativen Detektion von Ionen und Feuchte gezeigt [JANNSEN et al. 2001a]. Im Folgenden 

wurde die Eignung der Koaxialsensoren zur Detektion von Ionen sowohl im Labor als auch in den 

ESB detailliert untersucht. Die Laboruntersuchungen umfassten typische bauwerksrelevante Salze. 

Der experimentelle Aufbau entspricht dem in Abbildung 16 dargestellten, wobei jedoch das Gel 

durch Zementstein ersetzt wurde. Zur Herstellung des Zementsteines wurde ein w/z-Verhältnis von 

0,45 gewählt. Die anschließende Lagerung bei einer Luftfeuchte von 100 % betrug zwei Tage gefolgt 

von einer viertägigen Trocknung. Der Sensor wurde sukzessive mit unterschiedlichen 

- 178 - 

Imaginärteil (DK) � 

400 

300 

200 

100

Realteil {DK} � 

40 

35 

30 

25 

20 

15 

Konzentration 

10 

0 1 2 3 4 5 GHz 6 

Frequenz � 

NaCl-Lösung: 

0.924 M 

1.232 M 

1.848 M 

2.464 M 

3.080 M 

3.696 M 

Abbildung 18: Änderung der DK mit zunehmender 

Salzkonzentration. 

- 179 - 

C1b 


Ionenkonzentrationen beaufschlagt, bis 

sich ein Gleichgewichtszustand eingestellt 

hatte. Abbildung 18 zeigt 

deutlich den Einfluss unterschiedlicher 

NaCl-Konzentrationen auf den Realteil 

der DK bei Frequenzen bis 6 GHz. 

Aufgrund der Trägheit der Wassermoleküle 

nimmt die DK mit wachsender Frequenz 

ab. Eine weitere Abnahme der DK 

wird durch den Zusatz von Salzen erreicht. 

Hier lagern sich Wassermoleküle 

um die Ionen an und verringern somit die 

Beweglichkeit, was sich in einer 

niedrigeren DK zeigt. 

Koaxialsensoren wurden auch schon in der ersten Förderperiode in den ESB eingesetzt. Eine fundierte 

Interpretation der Ergebnisse war allerdings wegen der Rissbildung in den vorgespannten 

Bauwerken problematisch. Aus diesem Grund wurde das 3. ESB des TP B9 zunächst nicht verspannt. 

Wiederum wurden Koaxialsensoren tiefengestaffelt mit Einbautiefen von 10 mm, 25 mm 

und 40 mm sowohl in die frei bewitterten Flächen als auch in die mit NaCl beaufschlagten Felder 

installiert. Die Sensoren wurden direkt bei Betonage im Bauwerk am Bewehrungsgitter befestigt. 

Die Ergebnisse sind in Abbildung 19 zusammengefasst. 

Realteil {DK} � 

60 

50 

40 

30 

20 

10 


NaCl 1 / 10 mm 



0 

01.02.03 01.04.03 01.06.03 

Datum � 

01.08.03 

0 

01.02.03 01.04.03 01.06.03 01.08.03 

Betoniert wurde am 30.01.2003. Bis Anfang Mai wurde das ESB in der Betonagehalle aufbewahrt. 

Die erste Messung erfolgte am 10.02.2003. Der noch nicht abgeschlossene Austrockungsprozess 

bewirkte tendenziell eine Abnahme der DK. In dem darauf folgenden Zeitraum bis zum Einsetzen 

der Bewässerung am 25.06.2003 (erste Markierung in Abbildung 19) bleibt die DK weitgehend 

konstant. Das Einsetzen der Bewässerung führt bei dem Sensor NaCl_1 (Einbautiefe 10 mm) innerhalb 

von 14 Tagen zu einer Erhöhung des Realteils der DK um 11, während Sensor NaCl_2 

(Einbautiefe 25 mm) lediglich eine Änderung von 7 aufweist und Sensor NaCl_3 (Einbautiefe 

Imaginärteil {DK} � 

50 

40 

30 

20 

10 





Datum � 

Abbildung 19: Ergebnisse von drei tiefengestaffelten NaCl-Sensoren bei einer 

Auswertefrequenz von 100 MHz.

C1b 


40 mm) keine Änderung zeigt. Die Erhöhung des Realteils weist auf die Existenz von Wasser hin. 

Dieses wird durch kapillare Saugprozesse im Beton transportiert. Dabei werden ebenfalls Ionen an 

die Sensoren gespült, wie die Erhöhung des Imaginärteils zeigt. Am 08.07.2003 wird das Feld zusätzlich 

mit einer gesättigten NaCl-Lösung beaufschlagt (zweite Markierung). Durch die vorherige 

Bewässerung sind an dem nun einsetzenden Stofftransport keine schnellen kapillaren Saugprozesse 

mehr involviert, sondern konzentrationsgetriebene Diffusionsprozesse. Dementsprechend reagiert 

lediglich der nahe der Oberfläche positionierte Sensor NaCl_1 mit einer deutlichen Zunahme des 

Imaginärteils. Dieses Verhalten entspricht den Erwartungen. Unerwartet hingegen ist das weitere 

Ansteigen des Realteils. Denn bei der Zugabe freier Ionen in Wasser positionieren sich die Wassermoleküle 

zu einer Hydrathülle um die Ionen [HASTED 1973]. In Lösung führt dies zu einer 

Verminderung des Realteils – ein Effekt der hier, im ESB, erst am 25.07.2003, d.h. 17 Tage nach 

Beaufschlagung gemessen wurde. Eine Beaufschlagung mit Ammoniumnitrat und Natriumsulfat in 

ähnlichen Versuchen ergibt nicht diese deutlichen Änderungen der DK. Zur Klärung der offenen 

Fragen sind Laboruntersuchungen geplant. Das Bauwerk wird zudem weiter beobachtet, wobei 

insbesondere die Detektion von Chloriden durch tieferliegende Sensoren kontrolliert werden muss. 

Die Eignung der DK-Sensoren zur Detektion von Ionenlösungen konnte somit nachgewiesen werden. 

Allerdings reagieren diese nicht selektiv auf einzelne Ionenspezies. Um dennoch die Trennung 

einwertiger von mehrwertigen Ionen zu realisieren, wurden erste Versuche mit Nanofiltrationsmembranen 

und Umkehrosmosemembranen 

durchgeführt. Beide Arten von Filtermembranen 

haben sich in der Trinkwasseraufbereitung 

unter extremen Umweltbedingungen bewährt. 

Sie werden zu diesem Zweck unter hohem 

Druck mit dem zu reinigenden Wasser überspült. 

Für die Beschreibung des Durchdringens 

der Membran stehen entsprechende Modelle 

zur Verfügung. Indes existieren keine Modelle, 

welche die Verwendung der Membran unter 

drucklosen Bedingungen beschreiben. Gerade 

diese Bedingungen sind es aber, unter denen 

ein kostengünstiger, einfach handhabbarer Sen- 

sor für das Bauwesen vorstellbar ist. Es wurden daher sowohl Nanofiltrations- als auch Umkehrosmosemembranen 

unter drucklosen Bedingungen untersucht. Den Versuchsaufbau illustriert Abbildung 

20. In ein geschlossenes Gefäß wird eine Salzlösung definierter Konzentration gegeben. Der 

Durchtritt der Lösung durch die Membran wird mittels des Koaxialsensors detektiert. Um Aussagen 

über die durchgetretene Ionenmenge machen zu können, ist eine ionenspezifische Kalibrierung des 

Koaxialsensors erforderlich. Zum Funktionsnachweis wurden zum einen einmolare NaCl-Lösungen 

(einwertige Ionen) und Natriumsulfat-Lösungen (zweiwertige Ionen) verwen-det. Mit den Nanofiltrat-ionsmembranen 

konnte ledig-lich ein zeitlich begrenzter Konzentrationsunterschied festgestellt 

werden. Letztlich kam es jedoch stets zum kompletten Austausch der Konzentrationen. Bei 

Umkehr-osmosemembranen hingegen, die eine noch feinere Porenstruktur aufweisen, konnte 

schließlich wiederholt eine deutliche Konzentrationsdifferenz zwischen einwertigen und zweiwerti- 

- 180 - 

Lösung 

Membran 

Koaxialsensor 

Abbildung 20: Messaufbau zum Testen von 

Filtrationsmembranen.

Konzentration � 

1.0 

M 

0.8 

0.6 

0.4 

0.2 

0.0 

0 4 8 12 

Zeit � 

16 d 20 

Abbildung 21: Durchgang ein- und zweiwertiger Ionen durch 

eine Umkehrosmosemembran. 

sich die Selektivität auch auf andere zwei- oder höherwertige Ionen ausweiten lässt. 


- 181 - 

C1b 


gen Ionen festgestellt werden. 

Bei Verwendung einer einzelnen 

Membran kam es bei einer 

einmolaren NaCl-Lösung zum 

vollständigen Ausgleich, während 

eine einmolare Natriumsulfat-Lösung 

lediglich bis 

zu einer Konzentration von 

0.4 M durch die Membran hindurchtritt. 

Weitere Versuche 

werden zeigen, inwieweit sich 

dieses Verfahren durch die 

Verwendung mehrerer Membranen 

optimieren lässt und ob 

Für das elektromagnetische Verfahren zur Erkennung und Lokalisierung von Brüchen ist die 

Kenntnis der DK des die Stäbe umschließenden Materials notwendig. Es wurden daher in Zusammenarbeit 

mit TP C2 insgesamt 27 Koaxialsensoren zur Bestimmung der DK eingesetzt. Die Sensoren 

wurde regelmäßig ausgewertet und die Ergebnisse bildeten die Grundlage weiterer Simulationen. 

Die Modellierung der Brucherkennung und -ortung an Spannstählen wurde in der 2. FP entscheidend 

vorangetrieben. 

Neben der Erweiterung 

auf beliebig viele unterschiedlicheLeitungsabschnitte 

wurde auch die in 

Beton auftretende Leitfähigkeit 

in das Modell integriert. 

Dieser Schritt 

hatte erheblichen Einfluss 

auf die weiteren Forschungen. 

Insbesondere 

stellte sich heraus, dass 

bei steigender Leitfähigkeit 

die Dämpfung zunimmt 

(siehe Abbildung 

22) und damit die Mess- 

S 11 � 

0 

dB 

-5 

-10 

-15 

-20 

-25 

NaCl 

Na 2 S0 4 

Leitfähigkeit 

0 25 50 MHz 75 

Frequenz � 

Abbildung 22: Resonanzspektren bei Variation der 

empfindlichkeit reduziert wird. Simuliert wurde die einfachst mögliche Anordnung bestehen aus 

einem Spannstahl der Länge 6,20 m. Die Leitfähigkeit wurde von 0,1 mS/m in drei Schritten um 

jeweils 0,1 mS/m erhöht. Der Realteil der DK wurde in dieser Simulation ohne Beschränkung der 

Allgemeinheit zu 1 angenommen. Der Abstand der Resonanzen bleibt nahezu konstant. In dem 

vorliegenden Fall liefert Gleichung 3 also auch bei leitfähiger Umgebung die richtige Länge. Dieses 

Ergebnis bestätigt den experimentellen Befund. 

Wegen der verringerten Messempfindlichkeit kann bei Anregung eines Stabes ein Bruch auf be-

C1b 


nachbarten Stäben auch bei Optimierung der Anpassung nicht detektiert werden. Eine wichtige Erkenntnis 

ist also, dass die Spannstähle unter realen Bedingungen einzeln vermessen werden müssen. 


Bei der Vielzahl der zur Verfügung stehenden Sensorkonzepte und Versuche ist zur effektiven Nutzung 

der hochempfindlichen und daher teuren Messgeräte notwendig, über ein geeignetes Messsystem 

zu verfügen. In der 2. FP wurden daher für den Laboreinsatz ein vielseitiges Messsystem 

aufgebaut und für den Einsatz am Bauwerk mehrere integrierte in-situ-Konzepte untersucht. 

2.3.4.1 Automatisiertes portables Messsystem 

Die zur Verfügung stehenden VNA HP8753d (HP) und Sitemaster S331b (Anritsu) besitzen jeweils 

zwei beziehungsweise einen Messkanal. Zum Multiplexing der Messkanäle ist es daher notwendig, 

Koaxialschalter zu verwenden. Diese werden synchron zu dem VNA über einen Rechner gesteuert. 

Die selbstprogrammierte Steuerung wurde äußerst flexibel gestaltet und erlaubt das automatische 

Auslesen sämtlicher Messkanäle. Mittels eines integrierten Webservers kann der Steuerrechner via 

Internet lokal unabhängig kontrolliert werden. Das Messsystem wurde während der zweiten Förderperiode 

fortlaufend weiterentwickelt. Besondere Entwicklungsschritte zur erhöhten Messgenauigkeit 

umfassen den Entwurf einer Schaltung zur Spannungsstabilisierung der Schalt- und Versorgungsspannungen 

des Koaxialschalters, sowie die messkanalspezifische Kalibrierung. Letztere garantiert 

eine gleichbleibende Genauigkeit der Messergebnisse trotz Integration des Koaxialschalters 

in die Messstrecke. Zur umfassenden Sensorcharakterisierung im Labor kann ebenfalls ein Klimaschrank 

angesteuert werden. 

2.3.4.2 Konzipierung eines integrierten Messsystems 

Das aufgebaute automatisierte portable Messsystem eignet sich aufgrund der hohen Anschaffungskosten 

nicht für die Dauerüberwachung einer Vielzahl von Sensoren, die weit verstreut über ein 

Bauwerk angeordnet sind. Hier sind vielmehr integrierte Lösungen erforderlich. In der zweiten FP 

wurden daher auf unterschiedlichen Konzepten basierende Systeme untersucht. 

Abb.23: Ein automatisiertes Mikrowellenmesssystem bestehend aus Rechner, 

Netzwerkanalysator (NWA), Koaxialschalter und ggf. Klimaschrank. 

- 182 -

- 183 - 

C1b 


Als ein erfolgversprechendes Konzept hat sich der Aufbau eines skalaren Netzwerkanalysators 

(SNWA) herausgestellt. Skalare Netzwerkanalysatoren messen den Betrag, nicht aber die Phase des 

Reflektionsfaktors und sind daher einfacher zu realisieren als VNA. Der Aufbau eines integrierten 

SNWA in dem interessierenden Frequenzbereich der resonanten Sensoren lässt sich mit diskreten 

Komponenten bewerkstelligen. Der SNWA kann sowohl mittels eines Koaxialkabels an den Sensor 

angeschlossen und dann an der Oberfläche des Bauwerkes verbleiben oder zusammen mit dem Sensor 

im Bauwerk eingelassen werden. In beiden Fällen ist die Datenauswertung via Funk oder Zweidrahtleitung 

möglich (siehe Abbildung 24 und 25). 

Weiterhin wurde ein neues Konzept entwickelt, welches den resonanten Sensor als Rückkopplung 

für einen Verstärker nutzt und somit gezielt zu Schwingungen der Gesamtschaltung führt. Änderungen 

in der Resonanzfrequenz können dann mittels einer Phase-Locked-Loop-Schaltung oder 

durch einen einfachen Frequenzzähler ermittelt werden. Eine solche Auswerteelektronik ist aus 

schaltungstechnischen Gründen direkt am Sensor zu integrieren (Abbildung 25). 

8 cm 

Elektronik 

Messen, DFÜ 

Sensor 

Koaxialkabel 

Beton 

Abbildung 24: Sensor mit 

herausgeführter Auswerteelektronik. 

Sensor 

Elektronik 

Beton 

Abbildung 25: Sensor mit integrierter 

Auswerteelektronik. 

Die Realisierung jedes der hier genannten Konzepte erfordert ein hohes Maß an Integration und die 

besondere Berücksichtigung der aggressiven Messumgebung. 



Die Entwicklung von Feuchtesensoren für unterschiedliche Anwendungsgebiete ist ein aktuelles 

Forschungsgebiet [TRABELSI et al. 2001, DASCHNER 2002], aus dem bereits viele Anwendungen 

für industriell genutzte Feuchtemessverfahren hervorgingen. Zur Detektion von Feuchte in 

Bauwerken eigenen sich Mikrowellensensoren besonders gut, da durch die richtige Auswahl der 

Messfrequenz Störeinflüsse durch Ionen minimiert werden können [LESCHNIK 1999]. Mikrowellensensoren 

werden daher sowohl bei der Herstellung von Beton als auch bei der anschließenden 

Überwachung genutzt. Die existierenden Forschungsarbeiten außerhalb des SFB 477 befassen sich 

mit Sensorkonzepten, welche sich aufgrund mangelnder Zerstörungsfreiheit, ihrer Größe oder hoher 

Kosten nicht für das Monitoring von Bauwerken eignen [KNÖCHEL et al. 1999]. 

Obwohl die zerstörungsfreie Detektion schädigender Ionen in Bauwerken im Fokus aktueller Forschung 

steht [HAEBUM et al. 2002], liegen zur Zeit nur wenige Messverfahren vor. Die selektive 

Detektion wird vorwiegend mittels selektiver Elektroden durchgeführt. Diese sind allerdings aufwändig 

zu kalibrieren, benötigen eine Referenzelektrode und verfügen über eine begrenzte Lebensdauer 

[ELSENER et al. 1997, SCHIEGG 2002]. 

Die Brucherkennung und -ortung an Spannstählen mittels resonanter Mikrowellenmessungen ist 

neuartig und wird zur Zeit nicht von anderen Forschungseinrichtungen untersucht. Stand der Tech-

C1b 


nik sind vielmehr magnetische Methoden, bei denen der zu untersuchende Spannstahl durch ein 

externes magnetisches Feldes vormagnetisiert wird: Zur Bruchdetektion wird das vormagnetisierte 

Spannglied auf einen Wechsel der Polarität untersucht. Das Verfahren wird bereits in der Praxis 

eingesetzt, allerdings schließen sich einige Anwendungsfälle bei hoher Betonüberdeckung der 

Spannstähle aus. 

Vollautomatisierte Messsysteme zur Auswertung von Sensoren in Bauwerken sind bereits bekannt. 

So wurde ein Sensorsystem entwickelt, welches kapazitive Sensoren ausliest. Der kapazitive 

Feuchtesensor kann als verlorener Sensor in das Bauwerk integriert werden. Die Auswertung erfolgt 

über eine entsprechende Elektronik [SCHICKERT et al. 2002]. Nachteilig ist hierbei die 

Querempfindlichkeit kapazitiver Sensoren auf die Existenz von Ionen. Weiterhin wird über ein 

System berichtet, welches es erlaubt, Mikrowellenfeuchtesensoren breitbandig auszumessen 

[SACHS et al. 1999]. Das System ist allerdings trotz bereits erfolgter Integration sehr groß und entsprechend 

teuer in der Herstellung. Es liegt somit kein System vor, welches den spezifischen Anforderungen 

der hier vorgestellten Sensoren genügt. 


Die Vielseitigkeit der hier präsentierten Ergebnisse zeigt deutlich den großen Forschungsbedarf und 

das große Potenzial der Mikrowellensensoren für die Bauwerksüberwachung. Es ergeben sich allerdings 

zahlreiche weitere Möglichkeiten für Optimierungen. 


Die Feuchtesensoren sind weitgehend ausgereift. Zur weiteren Verbesserung sollen geeignete Materialien 

sowohl für die Helixhalterung, als auch für das sensitive Material untersucht und erprobt 

werden. Letzteres ist insbesondere auf bislang nicht berücksichtigte Hystereseeffekte zu untersuchen. 

Zur Ankopplung des Sensors an die integrierten Schaltungen sind ggf. weitere konstruktive 

Maßnahmen erforderlich. 


Durch Verwendung der Umkehrosmosemembran in drucklosen Anwendungen wurde eine partielle 

Trennung zischen ein- und mehrwertigen Ionen erreicht. Ungeklärt ist zur Zeit, ob die Selektivität 

durch Verwendung mehrerer Membranen oder anderer Membranen mit leicht modifizierten Eigenschaften 

weiter optimiert werden kann. Offen ist weiterhin die Anwendbarkeit der Membranen in 

Sensorapplikationen für das Bauwesen und der Einwirkung der damit verbundenen aggressiven 

Messumgebung. Gegebenenfalls sind zahlreiche konstruktive Aufgaben zu lösen. 


Die theoretische Modellierung ist sehr weit vorangeschritten. Bis dato noch ungeklärt ist allerdings 

die Anwendbarkeit der Modellierung auf reale Bauwerke, die komplexe Strukturen aufweisen können. 

Aus diesem Grund soll untersucht werden, inwieweit das bestehende Modell erweitert werden 

kann. Die Modellparameter hierfür sind aus einer komplexen und zeitaufwändigen numerischen 

Simulation durch eine kommerzielle Software zu gewinnen und dann in die eigene, numerisch sehr 

einfache Modellierung zu übernehmen. 

- 184 -


- 185 - 

C1b 


Der Aufbau und die Optimierung des vollautomatischen portablen Messsystems zum Einsatz im 

Labor ist abgeschlossen. Im Hinblick auf das vollintegrierte System stehen mehrere, z.T. neuartige 

Konzepte zur Auswahl. Offen ist hier die Frage, ob eine zweidimensionale Integration ausreichend 

ist, oder ob vielmehr hochintegrierte dreidimensionale Schaltungstechniken zum Einsatz kommen 

müssen. 

2.6 Literatur 

BERLEPSCH, H., BÖTTCHER, C., QUART, A., BURGER, C., DÄHNE, S., KIRSTEIN, S., 

2000: Supramolecular Structures of J-Aggregates of Carbocyanine Dyes in Solution, Journal Physical 

Chemistry B, 2000, 104, 5255-5262 

COCHRAN, S., HUTCHINS, D., GAN, T., WALSH, M., 2002: Ultrasound Measurements in Concrete 

with Piezocomposite Transducers and Real-Time Wideband Correlation for Signal Enhancement. 

NDT 2002 - The 41st Annual British Conference on NDT, Southport, England 2002 

DASCHNER, F., 2002: Multivariate Messdatenverarbeitung für die dielektrische Spektroskopie mit 

Mikrowellen zur Bestimmung der Zusammensetzung von Lebensmitteln. Dissertation, Christian- 

Albrechts-Universität zu Kiel, Shaker Verlag (Aachen), 2002 

ELSENER B., ZIMMERMANN, L., FLÜCKIGER, D., D. BÜRCHLER, BÖHNI, H., 1997: Nondestructive 

determination of the free chloride content in mortal and concrete. Proceedings, RILEM, 

International Workshop on chloride penetration in concrete, Lyon, France 1997, 17-26 

HAEBUM, Y., PATTON, M.E., GARRETT, J.H., FEDDER, G.K., FREDERICK, K.M., HSU, J.- 

J., LOWE, I.J., OPPENHEIM, I.J., SIDES, P., 2002: Development on chlorine detection in concrete 

using NMR. Proceedings of SPIE, Vol. 4696, Smart Structures and Materials, San Diego, California, 

USA 2002, 310-321 

HASTED, J. B., 1973: Aqueous Dielectrics, John Wiley and Sons, New York, USA, 

ISBN 4122 0980081973, 163 -174 

HILLEMEIER, B., SCHEEL, H., 2002: Non-Destructive Location of Prestressing Steel Fractures 

in Post-Tensioned and Prestressed Concrete. Transportation Research Board (TRB), Washington 

D.C., USA 2002, 1-11 

KNÖCHEL R., DASCHNER, F., TAUTE, W., 1999: Mikrowellensensor zur präzisen Feuchtemessung 

an Bauteilen und Baustoffen. DGZfP-Berichtsband BB 69-CD, Feuchtetag ’99, Berlin 1999, 

(Poster 13) 1-9 

LESCHNIK, W., 1999: Feuchtemessung an Baustoffen – Zwischen Klassik und Moderne. DGZfP- 

Berichtsband BB 69-CD, Feuchtetag ’99, Berlin 1999, (Vortrag H2 13) 1-23 

ROTHMAIER, M., SCHALLER, U., MORF, W. E., PRETSCH, E., 1996: Response mechanism of 

anion-selective electrodes based on mercury organic compounds as ionophores, Analytica Chimica 

Acta, Vol. 327, 1996, 17 – 28 

SACHS, J., PEYERL, P., ROßBERG, M., 1999: A New UWB-Principle for Sensor Array Application. 

Proceedings of the 16 th IEEE Conference on Instrumentation and Measurement Technology, 

MTC/99, Volume: 3, Venezia, Italia 1999, 1390-1395

C1b 


SCHICKERT, M., PEITSCH, P., RING, W., SCHMIDT, M., OESER, F., GRÄF, J., 2002: 

Einsatzmöglichkeiten autonomer Transpondersysteme für Messanwendungen im Bauwesen. Proceedings, 

Sensoren und Mess-Systeme 2002, 11. ITG/GMA-Fachtagung, Ludwigsburg 2002, 259- 

362 

SCHIEGG, Y., 2002: Online-Monitoring zur Erfassung der Korrosion der Bewehrung von Stahlbetonbauten. 

Dissertation, Eidgenössische Technische Hochschule Zürich, Schweiz 2002, 

http://e-collection.ethbib.ethz.ch/show?type=diss&nr=14583 

TRABELSI S., KRASZEWSKI A.W., NELSON S.O., 2001: Optimizing a Universal Calibration 

Method for industrial Microwave Moisture Measurements. Proceedings, 4 th International Conference 

on Electromagnetic Wave Interaction with Water and Moist Substances, Weimar 2001, 117- 

124 

2.7 Aus dem Sonderforschungsbereich entstandene Vorträge und Veröffentlichungen der 

vergangenen 4 Jahre 

BUDELMANN, H., HARIRI, K., JACOB, A.F., JANNSEN, B., SCHNEIDER, G., WICHMANN, 

H.-J., 2001: Detection and Localization of Fractures in Tendons by Means of Electromagnetic 

Resonance Measurement. Proc. 3 rd Int. Workshop on Structural Health Monitoring: the Demands 

and Challenges, Stanford, CA 2001, 1333-1342 

JANNSEN, B., JACOB, A.F., 1999: Ein Mikrowellensensor zur in-situ-Messung von Feuchte in 

Beton. Proc. Feuchtetag ‘99, DGZfP, vol. BB 69-CD, Berlin 1999, (Poster 12) 1-7 

JANNSEN, B., JACOB, A.F., 2000a: A Microwave-sensor for Monitoring the Moisture Content of 

Concrete. Proc. 5 th International Symposium on Non-destructive Testing in Civil Engineering - 

NDT-CE 2000, Elsevier, Tokyo, Japan 2000, 191-197 

JANNSEN, B., JACOB, A.F., 2000b: Microwave Moisture Measurements on a Test-Building. Proc. 

XVI IMEKO World Congress, Wien, Österreich 2000, 239-244 

JANNSEN, B., JACOB, A.F., ATAEVA, A., 2001a: Characterization of Ions Relevant for Concrete. 

Proc. 4 th International Conference on Electromagnetic Wave Interaction with Water and 

Moist Substances, Weimar 2001, 454-461 

JANNSEN, B., JACOB, A.F., 2001b: A Miniaturized Resonant Moisture Sensor. Proc. 31 st EuMC 

2001, vol. 3, London, England 2001, 269-272 

JANNSEN, B., SOKOLL, T., GRAHN, W., JACOB, A.F., 2002a: Monitoring the Moisture Content 

of Buildings with Microwave Sensors. 11. ITG/GMA-Fachtagung Sensoren und Mess-Systeme 

2002, Ludwigsburg 2002, 111-114 

PAWLAK, H., JANNSEN, B., JACOB, A.F., 2002: Systematic Design of Resonant Microstrip Sensors 

with Sensitive Coating. Microwave and Optical Technology Letters, vol. 32, no. 1, 21-25 

SCHNEIDER, G., JANNSEN, B., JACOB, A.F., 2000: A Novel Broadband Transmission-Type 

Sensor. Proc. 25 th International Conference on Infrared and Millimeter Waves, Beijing, PR China 

2000, 449-450 

- 186 -

- 187 - 

C1b 


SOKOLL, T., JANNSEN, B., JACOB, A.F., 2002: A Novel Sensor Design for Measuring Ion Concentrations 

in Concrete Structures. 11. Feuchtetag 2002, Weimar 2002, 36-46 

WIESE, S., KOWALSKY, W., JANNSEN, B., JACOB, A.F., WICHERN, J., GRAHN, W., 

HARIRI, K., BUDELMANN, H., 1999: Innovative Sensors for the Assessment of Durability and 

Load-Capacity of Concrete Structures. Proc. Intern. Conference on Life Prediction and Aging Management 

of Concrete Structures, Bratislava, Slowakia 1999, 94-103 

Dissertationen 

JANNSEN, B., 2002c: Mikrowellensensoren zur in-situ-Feuchtemessung in der Bauwerksüberwachung, 

Dissertation, Technische Universität Braunschweig, Shaker Verlag (Aachen). 

Patente 

JANNSEN, B., SCHNEIDER, G., JACOB, A.F., BUDELMANN, H., HARIRI, K., WICHMANN, 

H.-J., 2002b: Verfahren zur Zustandserkennung von elektrisch leitfähigen länglichen Spanngliedern. 

Deutsches Patent- und Markenamt, DE 101 02 577 C1 20. Juni 2002. 

JANNSEN, B., JACOB, A.F., 2003: Resonanter Mikrowellensensor. Deutsches Patent- und Markenamt, 

DE 101 02 578 C2, 09. Januar 2003.

- 188 -

Zustandserfassung und -beurteilung 

vorgespannter Zugglieder durch Monitoring 

Prof. Dr.-Ing. H. Budelmann, em. Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. F.S. Rostásy 

Dr.-Ing. K. Hariri, Dipl.-Ing. A. Holst, Dipl.-Ing. H.-J. Wichmann 


- 189 - 

C2 

Budelmann, Rostásy 

Vorgespannte Zugglieder findet man in allen Bereichen des konstruktiven Ingenieurbaus, u.a. bei 

Tragwerken des Massivbrückenbaus mit interner bzw. externer Vorspannung, bei Hänge- und 

Schrägseilbrücken, vorgespannten Flachdecken, Erd-, Fels-, Wand- und Gewölbeankern, Masten, 

Abspannungen u.a.m. Durch den Einsatz von Spanngliedern werden sehr filigrane Konstruktionen 

möglich. Aus der Funktion und aus dem Tragverhalten heraus resultiert die Notwendigkeit der 

Überwachung dieser mechanisch hoch beanspruchten Bauteile während der gesamten Nutzungsdauer. 

Bisher gibt es für vorgespannte Bauelemente jedoch nur unzureichende technische Überwachungsmöglichkeiten, 

die aus einem Defizit an adäquater Sensorik resultieren. Hierauf beruht die 

Intention des Teilprojektes C2 (TP C2). 

Das Ziel und zugleich die Herausforderung des TP C2 ist die Entwicklung, Erprobung und Optimierung 

eines umfangreichen Messtechnikpaketes für das Online-Bauwerksmonitoring vorgespannter 

Zugglieder durch Ermittlung wesentlicher Zustandsgrößen. Diese Zustandsgrößen sind: 

� lokale Dehnungen bzw. Spannungen, 

� die Stahlkorrosion (Korrosionsaktivität und -schädigung) 

� sowie der Bruch von Drähten und Stäben (Detektion und Ortung). 

Das TP C2 nutzt hierfür unterschiedliche Sensorik und Messverfahren auf der Basis der Faseroptik, 

der Magnetoelastik, der elektrochemischen Korrosionsstellvertretersensorik und der Mikrowellentechnik, 

welche ständig anwendungsorientiert weiterentwickelt werden. 

Die in der 1. Förderperiode (1. FP) im Labor unter einfachen Randbedingungen erprobten Messverfahren 

und Strategiekonzepte wurden erweitert und sind in der 2. FP zunehmend auch an größeren 

Versuchskörpern bzw. aufwendiger gestalteten Bauteilversuchen angewendet worden. Ziel war es 

dabei, die grundlegenden Verfahrenserkenntnisse auch an kleineren Bauwerksausschnitten, welche 

typische Schwachstellen repräsentieren, unter praxisnahen Beanspruchungen und Beaufschlagungsbedingungen 

zu verifizieren. Daher wurden vom TP C2 entsprechend der unterschiedlichen Aufgaben- 

und Zielstellungen verschiedene instrumentierte Ersatzbauwerke konzipiert und realisiert (vgl. 

Abschnitt 2.2.4). Zudem erfolgte der Ersteinsatz einzelner Messverfahren an Realbauten und in 

Freiversuchen. 

Über die in der 2. FP des SFB 477 gewonnenen Ergebnisse und Erkenntnisse wird nachfolgend 

berichtet.

C2 



2.2.1 Spannungs- und Dehnungssensorik 

In der 2. Förderperiode wurden magnetoelastische Sensoren, konventionelle Dehnmessstreifen 

(DMS) und erstmalig faseroptische Bragg-Gitter-Dehnungssensoren zur direkten, lokalen Spannungs- 

bzw. Dehnungsmessung an vorgespannten Stahlzuggliedern eingesetzt. 

Faseroptik (Faser-Bragg-Gitter-Sensorik) 

Die in der 1. FP für die Dehnungsuntersuchung als Dämpfungssensoren (Microbending) und interferometrische 

Sensoren (SOFO) verwendeten kommerziellen Lichtwellenleitersensoren erwiesen 

sich für die direkte Stahlanbindung aufgrund der verwendeten mechanischen Klemmverankerung 

und daraus resultierender Verschiebungen bzw. Kerbeinwirkungen als ungeeignet. Als Alternative 

wurde nunmehr die Applikation durch Verklebung fokussiert. Am Ende der 1.FP wurden hierzu 

zunächst grundlegende Untersuchungen zur Formstabilität eines Epoxidklebers unter verschiedenen 

klimatischen Randbedingungen durchgeführt. Die Suche nach einem neuen, technisch robusten und 

insbesondere für die örtliche Dehnungsmessungen mit hoher Auflösung geeigneten Messsystem 

führte im Folgenden zu Faser-Bragg-Gitter-Sensoren (FBGS). Im Zuge dessen wurde ein neues 

onlinefähiges Messsystem der AOS GmbH Dresden auf der Basis von Faser-Bragg-Gitter-Sensorik 

aus Mitteln der Grundausstattung erworben und eingesetzt. 

FBGS wirken als schmalbandige, spektraloptische Filter, die Licht in einer bestimmten Wellenlänge 

reflektieren. Die charakteristische Bragg-Wellenlänge wird durch die Gitterperiode und den optischen 

Brechungsindex des Lichtwellenleiters bestimmt und ist daher von der Dehnung der Faser 

und der Temperatur abhängig. Die Gitter werden durch das Einschreiben von mikrostrukturierten 

Brechzahl-Gittern in den Kern des Lichtwellenleiters mittels UV-Laserstrahlung erzeugt. Diese in 

den Lichtwellenleiter integrierten Gitter dienen als optische DMS und sind gegenüber elektrischen 

und magnetischen Feldern unempfindlich. Mit diesem Verfahren wird eine Auflösung von etwa 

1 µm/m (Genauigkeit besser als 10 µm/m) bzw. 0,1 K (Genauigkeit ca. 0,5 K) erreicht, wobei die 

Mess- und Auswerteeinheit aus einem Spektrometer und einem PC für die Steuerung und Datenaufzeichnung 

besteht. Insbesondere für dynamische Untersuchungen mit bis zu 1 kHz ist dieses Messverfahren 

prädestiniert. 

Schwerpunkt der mit faseroptischen Bragg-Gitter-Extensometern durchgeführten Laboruntersuchungen 

war neben der Handlingserprobung vorrangig die Überprüfung der direkten Applikation 

dieser Lichtwellenleitersensoren am Spannstahl (Drähte und Litzen). Dabei wurde eine kontinuierliche 

sowie diskontinuierliche Applikation verfolgt und ein optimaler Kleber bzw. Sensorträger 

gesucht, wobei auf Erfahrungen aus der DMS-Applikationstechnik zurückgegriffen werden konnte. 

Insbesondere wurden hier maßgebende Einflussgrößen unter Berücksichtigung der Verbundeigenschaften 

des Systems Spannstahl-Kleber-LWL-Sensor untersucht und das Sensorverhalten bzgl. 

Messempfindlichkeit und Reproduzierbarkeit verifiziert. 

Nach grundlegenden Tastversuchen im Labor erfolgte eine erste Applikation der FBGS an einzelnen 

Spannstählen der Ersatzbauwerke vom Typ „Duett“ und am für externe Spannglieder konzipierten 

Ersatzbauwerk „Kato“. Bei den noch nicht abgeschlossenen Untersuchungen am „Kato“ 

wird die Auswirkung lokaler Spannkraftänderungen und -umlagerungen infolge Verbundwirkung, 

Umlenkungsreibung und Temperatureinflüssen, Keilschlupf der Spannverankerung sowie von Sekundärverformungen 

(Kriecheffekten) in Kurzzeit- und Langzeitversuchen verfolgt. Durch den Ein- 

- 190 -

- 191 - 

C2 


satz in den C2-Ersatzbauwerken konnten erste Erfahrungen im Umgang der Sensoren unter praxisnahen 

Bauteilbedingungen gesammelt werden. 

Magnetoelastik 

Am iBMB der TU Braunschweig wurde ein magnetoelastisches Verfahren zur Spannkraftmessung 

von Spannstählen unterschiedlicher Art und Anordnung entwickelt und im Rahmen des SFB 477- 

Forschungsprogramms für das Bauwerksmonitoring erweitert [WICHMANN & LAUBE 2003]. 

Der magnetoelastische Effekt beschreibt den Zusammenhang zwischen den mechanischen und 

magnetischen Eigenschaften ferromagnetischer Stoffe. Bei mechanischer Belastung eines ferromagnetischen 

Materials ändern sich auch dessen magnetische Kenngrößen, die sich mit zunehmender 

Zugspannung verringern. 

Beim verwendeten magnetoelastischen Sensor dient eine Spule zur Erregung des magnetischen Feldes 

und eine zweite Spule zur Aufnahme der Induktionsspannung. Beide Spulen umschließen das 

zu messende Spannelement, welches die Funktion eines Spulenkerns übernimmt. Ein sinusförmiger 

Wechselstrom wird vom Generator in die Erregerspule eingespeist und die in der Induktionsspule 

induzierte Spannung gemessen. Die Spitzenwerte der Induktionsspannung sowie des Erregerstroms 

ermöglichen dann die Berechnung der magnetischen Kenngrößen des Spannelementes. Ein Vergleich 

der vor Ort gemessenen magnetischen Kenngrößen mit den Ergebnissen einer in der Zugprüfmaschine 

durchgeführten Inertialkalibrierung ermöglicht die Berechnung der Vorspannkraft der 

Spannglieder. Die Temperatur wird parallel durch Messung des Ohmschen Spulenwiderstandes 

bestimmt und bei der Berechnung der Spannstahlkräfte berücksichtigt. Die absolute Messgenauigkeit 

beträgt ca. ±20 bis 30 N/mm², bezogen auf zulässige Spannstahlspannungen also bei 2 bis 4%. 

Das am iBMB entwickelte Verfahren arbeitet mit einem geregelten Erregerstrom, so dass nur eine 

Messspule benötigt wird. Die Auswertung der vier magnetischen Kenngrößen Permeabilität µr, 

Koerzitivfeldstärke Hc, Maximalinduktion BS und Remanenz BR ermöglicht es, die Spannkraft auch 

bei Stählen zu bestimmen, bei denen aufgrund der Materialeigenschaften die Auswertung von nur 

einer Kenngröße nicht zu einer eindeutigen Lösung führt. Dieses gilt u.a. für alle warmgewalzten 

und vergüteten Stähle, die z. B. für die Herstellung von Gewi-Ankern Verwendung finden. 

Die Messeinrichtung und Steuersoftware wurden in der 2. FP dahingehend erweitert, dass eine 

Dauerüberwachung der Spannkraft durch Online-Monitoring sowie ein Multiplexing von bis zu 

8 Sensoren möglich ist. Für die nachträgliche Instrumentierung an bestehenden Vorspanngliedern 

wurde eine spezielle Wickelmaschine konstruiert, mit der a posteriori an externen bzw. zugänglichen 

Spanngliedern die Sensorspulen in-situ hergestellt werden können [WICHMANN & LAUBE 

2003]. 

Das Messverfahren der magnetoelastischen Spannkraftermittlung wird z. Z. an allen C2-Ersatzbauwerken 

und darüber hinaus weiterhin am B9-Ersatzbauwerk „Hohes C“ eingesetzt. Eine erste In- 

Situ-Applikation in der Talbrücke Meinerzhagen, welche mit Spanngliedern zur externen Vorspannung 

nachträglich verstärkt wurde, bestätigt die positiven Ergebnisse der zahlreichen Labor- und 

Bauteilversuche.

C2 


2.2.2 Korrosionssensorik 

Die Bewehrungskorrosion ist bezogen auf die Lebensdauer nach [TUUTTI 1982] in zwei Phasen zu 

unterteilen: die Einleitungsphase (Inkubationsphase) und die Schädigungsphase (Zerstörungsphase). 

Diesen beiden Phasen können zwei Monitoringstufen zugeordnet werden. 

1. Monitoringstufe der Korrosion 

In der ersten Monitoringstufe werden in der Spannstahlumgebung zunächst geeignete Messfühler 

(„Schnüffler“) zur In-Situ-Überwachung korrosionsbeeinflussender Parameter verwendet. Dabei 

werden die Feuchte, Salz- bzw. weitere Schadstoffgehalte (Chloride, Sulfate etc.), der pH-Wert 

(Karbonatisierung) und die Temperatur gemessen. Hierzu werden die faseroptischen und mikrowellentechnischen 

Sensoren der TP C1a (Kowalsky/Johannes) und C1b (Jacob/Johannes) und 

Weiterentwicklungen sowie konventionelle Temperaturmessfühler eingesetzt. 

Die C1-Chemo- und Mikrowellensensoren wurden jeweils auf ihrem aktuellen Entwicklungsstand 

für die 1. Monitoringsstufe in die Ersatzbauwerke des TP C2 eingebaut und Messwerte wurden ausgelesen. 

Dies musste bisher diskontinuierlich geschehen. Es zeigte sich, dass die erste Generation 

des Sensorkonzeptes der Chemosensoren bauartbedingt nicht die für langzeitiges Monitoring erforderliche 

Robustheit aufwies (näheres siehe Ergebnisberichte der TP C1a und C1b). 

Neben den C1-Sensoren wurden im TP C2 auch sogenannte Stellvertretersensoren entwickelt, die 

anhand einsetzender Korrosion an Ersatzelektroden tiefenabhängig das Eintreten der Korrosionsvoraussetzungen 

(z.B. Depassivierungsfront) anzeigen. Diese wurden in Labor- und Bauteilversuchen 

erprobt. Es handelt sich hierbei um kleinere, separat instrumentierte Messfühler nach folgenden 

zwei Bauarten: 

� elektrisch isolierte Spannstahlproben als Makrokorrosionselemente (Anodensensor) und 

� miniaturisierte Elektrodensensoren als Platinensensoren unterschiedlicher Bauform und 

variierender Elektrodenanzahl. 

Abb. 1: links: Ausschnitt eines mit Korrosionssensorik der TP C1a, C1b und C2 instrumentierten 

Plattenstreifens - Ersatzbauwerk „Duett“, Mitte: elektrisch isolierte Spannstahlproben als 

Anodensensoren mit Bezugselektrode, rechts: elektrochemischer Mini-Elektrodensensor 

(Platinensensor) mit 8 Elektroden auf Sensorträger (Betonabstandshalter) 

Diese onlinefähigen Sensoren wurden als korrosionssensitive Elemente bei den Probekörpern im 

Bereich der Betondeckung der untersuchten Spannstähle eingebaut und online beobachtet. Mit ihnen 

können nach jetzigem Erkenntnisstand der Korrosionsbeginn, die -aktivität sowie z. T. nachfolgende 

Korrosionsschäden tiefengestaffelt durch die Messung der Veränderung der elektrochemi- 

- 192 -

- 193 - 

C2 


schen Systemkenngrößen Impedanz (Betonwiderstand), Potential und galvanischer Strom zwischen 

benachbarten Elektroden bzw. zwischen Einzelelektroden und einer tiefergelegenen Referenzelektrode 

diagnostiziert werden. Die in elektrische Signale umgewandelten Messgrößen werden durch 

einen Datalogger der Firma FLUKE online erfasst. Das Messprinzip ist nicht neu; die Innovation 

ist, zu kleinen, kostengünstigen, robusten, leicht und flexibel einbaubaren Sensoren mit einer, für 

Monitoring-Aufgaben optimierten Sensorauslegung zu kommen. 

Nach Vorversuchen an kleinen Laborversuchskörpern zur Determinierung genereller Korrosionseffekte 

in Abhängigkeit der Beaufschlagungsbedingungen erfolgte der Einsatz einzelner C2-Stellvertretersensoren 

als Prototypen in den vier instrumentierten Plattenstreifen des Ersatzbauwerktyps 

„Duett“. 

2. Monitoringstufe der Korrosion 

Die Messverfahren für die 2. Monitoringstufe der Korrosion (Zerstörungsphase) wurden auf Gutachterempfehlung 

in der 2. FP zurückgestellt. Außerhalb des SFB 477 erfolgten jedoch weitergehende 

Laboruntersuchungen mit dem HF-Reflexionsverfahren auf der Basis des Skineffektes. Hierbei 

wird die Tatsache genutzt, dass Wechselströme mit zunehmender Frequenz bevorzugt im korrosionsgefährdeten 

Oberflächenbereich des Spannstahles geleitet werden. Örtliche kerbenartige Querschnittsveränderungen 

rufen lokale Impedanzänderungen hervor, die bei der HF-Reflexionsmessung 

nach Einkopplung eines breitbandigen elektromagnetischen Signals im Frequenzantwortspektrum 

durch lokale bzw. bereichsweise Änderungen ersichtlich werden. Dies kann zur Beschreibung 

des Korrosionszustandes genutzt werden. Die bei den Untersuchungen mit einfachen Spanngliedanordnungen 

gefundenen grundlegenden Erkenntnisse sind vielversprechend. Erste Ergebnisse sind in 

[HOLST et al. 2002] veröffentlicht. Aus diesem Grunde soll das Verfahren in der 3. FP wieder aufgenommen 

und weiterverfolgt werden. Die Anwendung für Korrosionsuntersuchungen stellt dabei 

eine direkte, konsequente Fortführung des HF-Bruchortungsverfahrens (vgl. Abschnitt 2.2.3) dar. 

2.2.3 Bruchortung 

Im früheren TP C5 wurde ein neues elektromagnetisches Resonanzmessverfahren zur Brucherkennung 

an Spannstählen entwickelt, u.a. [BUDELMANN et al. 2001]. Eine elektromagnetische Welle 

wird dabei an einem Spanngliedende eingekoppelt, wobei die Frequenz des Signals über einen großen 

Bereich systematisch verändert wird. Aus dem messtechnisch bestimmten Reflexionsparameter 

können die Resonanzfrequenzen ermittelt werden. Die Länge des gesamten Spannglieds bzw. die 

Länge bis zum Bruchort ergibt sich aus der Differenz benachbarter Resonanzfrequenzen. Ein wesentlicher 

Vorteil des Verfahrens ist, dass eine messtechnische Kontaktierung lediglich zu einem 

Punkt des Spanngliedes erforderlich ist und daher das Spannglied nicht auf voller Länge „abgefahren“ 

werden muss. Hierdurch werden auch Untersuchungen an schwer zugänglichen Spanngliedern, 

wie. z. B. Erdankern ermöglicht. Weitere Vorteile der Verfahrens sind: 

� die Kenntnis der exakten Lage der Spannbewehrung ist nicht erforderlich und 

� die Lagentiefe und die Ausrichtung der Spannglieder ist unerheblich. 

Die ggf. durch einen Bruch verkürzte Länge l des Spannstabes lässt sich dabei für den einfachen 

Fall eines Einzelstabes aus dem Abstand ∆f benachbarter Resonanzfrequenzen des Reflexionsparameters 

wie folgt berechnen:

C2 


c 

0 l= , (1) 

2 �� r f 

wobei c0 die Vakuumlichtgeschwindigkeit und εr die Dielektrizitätskonstante (DK) des umgebenden 

Mediums kennzeichnen. 

In der 1. FP wurden hierzu vom TP C5 sehr grundlegende Untersuchungen durchgeführt. Es konnte 

gezeigt werden, dass die Bruchortung auf der Basis der Resonanzmessung für einfache Spanngliedanordnungen 

in Luft- und Sandumgebung gelingt. 

In der 2. FP wurde das Messverfahren im TP C2 in Labor- und Bauteilversuchen an vorgespannten 

bzw. schlaff bewehrten Beton- bzw. Mörtelkörpern und den C2-Ersatzbauwerken weiter untersucht, 

[WICHMANN et al. 2003]. In zahlreichen Untersuchungen wurden Einflüsse der Spannstahlumgebung 

sowie von Bündelspanngliedern und der umgebenden Schlaffbewehrung sowie von Hüllrohren, 

Spanngliedkopplungen und -verankerungen ermittelt. Zur Bestimmung der Dielektrizitätskonstante 

wurden i.d.R. Koaxialsensoren des TP C1b (Jacob/Johannes) eingesetzt. 

Die Modellierung der Spannstahlbruchortung wurde in der Kooperation vom TP C1b (Jacob/Johannes) 

weiterentwickelt und im Rahmen der Auswertung zur Interpretation der Versuchsergebnisse 

herangezogen. Für diesen Zweck wurde ein vom TP C1b zur Verfügung gestelltes Softwaretool 

eingesetzt. 

Aufgrund der guten Erfolgsaussichten, der Vorteile und der Leistungsfähigkeit des Resonanzverfahrens 

für die Bruchuntersuchung wurde die in der 1. FP im Ansatz verfolgte magnetische Pulstechnik 

als mögliches weiteres Verfahren zur Bruchdiagnose zurückgestellt. 

2.2.4 Ersatzbauwerke 

Aufgrund der vielfältigen Anwendungsmöglichkeiten von vorgespannten Zugglieder in Bauwerken 

und der verschiedenen verfolgten Untersuchungsziele wurden vom TP C2 unterschiedliche realitätsnah 

gestaltete und beaufschlagte Versuchsbauteile, sogenannte Ersatzbauwerke, erstellt und betrieben. 

Diese vorgespannten Ersatzbauwerke bilden größere, maßstabsgerechte und mit typischen 

Schwachstellen behaftete Bauwerksausschnitte u.a. von Platten mit interner Vorspannung ohne 

bzw. mit sofortigem Verbund, von Bauteilen mit externer Vorspannung und von Erdankern ab 

[BUDELMANN & HARIRI 2003]. 

Ein erster Ersatzbauwerkstyp namens „Duett“ besteht aus zwei an den Enden gegeneinander gespannten 

Spannbeton-Plattenstreifen (2,75 m lang, 0,35 m breit und 0,12 m hoch) im Zustand II, 

wobei die Spannelemente systematisch korrosiv beansprucht werden, Abb. 2 (oben). Von den derzeit 

hergestellten 5 (ursprünglich waren nur 3 geplant) wurden insgesamt 4 Platten mit den Feuchte- 

und pH-Sensoren des TP C1a (Kowalsky/Johannes), mit DK-Sensoren des TP C1b (Jacob/Johannes) 

und mit den verschiedenen C2-Sensoren instrumentiert. 

Ferner wurde ein Ersatzbauwerk mit robustem Baukörper in Form eines 5 m langen stabförmigen 

Bauteiles mit U-Querschnitt projektiert, welches extern sowohl geradlinig vorgespannt als auch in 

der Feldmitte mit einer Sattel-Umlenkung ausgebildet werden kann. Dieses, nach dem japanischen 

Saiteninstrument mit „Kato“ benannte Bauteil kann wiederholt vorgespannt werden. Dort werden 

u.a. magnetoelastische Spannungs- und faseroptische Dehnungsmessungen durchgeführt und außerdem 

Korrosionsprozesse an Fehlstellen u.a. am PE-Mantel der Monolitzenspannglieder verfolgt, 

Abb. 2 (unten). 

- 194 -

- 195 - 

C2 


Im Stahlbetonbauteil sind zusätzlich an insgesamt 5 Betonstählen Dehnmessstreifen (DMS) und 2 

Temperatursensoren angeordnet, welche Aufschluss über die interne, last- bzw. temperaturabhängige 

Kraftumlagerung geben sollen. 

� Ersatzbauwerk Plattenstreifen - „DUETT“ 

� 

Ansicht 

12 

5 

F Beaufschlagungsfläche F 

85 80 

250 

275 cm 

85 

12 5 

Querschnitt 

Mitte Stab 4 

� Ersatzbauwerk U-Kehle mit Umlenksattel - „KATO“ 

� 

Draufsicht 

0,46 

4,08 

5 

Abb. 2: C2-Ersatzbauwerke - oben: „Duett“ und unten: „Kato“ 

7 

0,4 

0,5 

0,4 

7 7 7 7 

1,3 

35 cm 

12 

Querschnitt 

0,4 

4 Spanndrähte, 

Ø 7mm, l=2,95m 

1,3 

0,5 

nom c = 3,7cm 

An mehreren 8,5 m bzw. 10,5 m langen instrumentierten Litzen- und Einstaberdankern, welche 

z. T. Fehlstellen in der PE-Ummantelung im Übergangsbereich Verpressstrecke- freie Ankerlänge 

aufweisen und die mit Salzlösungen unterschiedlicher Art und Zusammensetzung beaufschlagt 

werden, werden Ankerzugversuche bei 1,5-facher Gebrauchslast vorgenommen. Vor der In-Situ- 

Erstellung der Erdanker erfolgte eine Simulation mit Laboraufbauten (Horizontalanker). 

Für nachträgliche Bruchuntersuchungen wird eine im Fertigteilwerk hergestellte Spannbetonhohldiele 

der Firma BRESPA eingesetzt. An dieser werden einige der im sofortigen Verbund verlegten 

Spanndrähte bzw. -litzen mechanisch bzw. durch Korrosionspromotoren definiert lokal bis zum 

Bruch geschädigt und anschließend untersucht. 

Da die Versuche an den Ersatzbauwerken auch eine Beurteilung des Langzeitverhaltens und der 

Robustheit der verwendeten Sensorik unter den gewählten Rahmenbedingungen ermöglichen sollen, 

werden die Untersuchungen an allen Ersatzbauwerken auch zukünftig fortgesetzt. 

0,46 

0,4 

0,81 

0,2 

1,01

C2 


2.2.5 Online-Monitoring und Überwachbarkeit der Konstruktionen 

Die Methodik zur Identifizierung von maßgebenden Versagenspfaden an Betonbauteilen wurde 

gemeinsam mit dem Teilprojekt A1 (Hosser) an Spannbetonersatzbauwerken erprobt. Es wurde 

hierfür das Ersatzbauwerk „Duett“ unter Chloridangriff gewählt, um eindeutige System-, Last- und 

Korrosionsbedingungen zugrunde zu legen. Über die Ergebnisse wurde in [HOSSER et al. 2003] 

berichtet. Beim untersuchten Ersatzbauwerk „Duett“ gibt es – im Gegensatz zu realen Bauwerken – 

nur wenige mögliche Versagenspfade, s. Abb. 3. Der wahrscheinlichste Pfad ließe sich hier auch 

aus der Anschauung vorhersagen, was der Überprüfung des Rechenergebnisses entgegen kommt. 

Nach der Methodik des TP A1 konnte der maßgebliche Versagenspfad mittels Ereignisablaufdiagrammen 

und Fehlerbäumen gefunden werden. Bei einem komplexen Bauwerk liegt die Anzahl der 

möglichen Versagenspfade um ein Vielfaches höher. In der Zukunft soll diese Methode an realen 

Bauwerken – wie z.B. der Herrenbrücke in Lübeck, die ja bereits überwacht wird – angewendet 

werden. 

Abb. 3: Ereignisablaufdiagramm für das 

Versagen des Spannbetonersatzbauwerkes 

„Duett“ 

Die Herrenbrücke über die Trave (s. Abb. 4) wurde in den Jahren 1962 bis 1964 erstellt. Sie besteht 

aus zwei Vorlandbrücken aus Spannbeton (ca. 153 m und ca. 311 m lang) und aus einer Stahlklappbrücke 

(ca. 86 m lang). Aufgrund ungenügender Sorgfalt beim Verpressen der Spannglieder sind 

Korrosionsschäden aufgetreten. Es ist von einem Spanngliedausfall von bis zu 45% auszugehen. 

Derzeit befindet sich das Brückenbauwerk noch im ungerissenen Zustand. Es wird vermutet, dass 

sich neue Spannstahlbrüche bzw. andere Schäden in einer allmählichen Steigerung der Dehnungen 

und der anschließenden Bildung von Biegerissen statt einer schlagartigen Zunahme zeigen werden. 

Die Steigerung der Verschiebungen bzw. Dehnungen ist messtechnisch erfassbar. Für die Überwachung 

werden konventionelle Wegtaster und micro-bending-basierte Lichtwellenleiter verwendet. 

Über die Instrumentierung des Bauwerks (Ende der 1. FP des SFB 477), die Kalibrierung und die 

Dauerüberwachung wurde in [HARIRI 2002] und in [HARIRI et al. 2003] ausführlich berichtet. An 

dieser Stelle sei lediglich angemerkt, dass die Auswahl der Messorte und der Messintervalle nach 

Kriterien einer ingenieurmäßigen Schwachstellenanalyse erfolgte. 

- 196 -

Abb. 4: Seitenansicht und Photographie der Herrenbrücke in Lübeck 

- 197 - 

C2 


Nach ca. achtmonatiger Dauerüberwachung wurden Schwellwerte definiert, so dass bei häufiger 

(mindestens dreimaliger) Über- bzw. Unterschreitung von jahreszeitabhängigen definierten Werten 

ein Alarmsignal ausgelöst wird. Da eine Schwellwertüberwachung (ebenso wie eine ereignisorientierte 

Dauerüberwachung) keine Unterscheidung zwischen lastbedingten und temperaturbedingten 

Verschiebungen erlaubt, wurde der Versuch einer Separation dieser beiden Signale mittels Kalman- 

Filtertechnik bzw. mittels neuronalen Netzen unternommen. 

Der Kalman-Filter ist ein rekursiver Algorithmus, der es ermöglicht, durch lineare Differenzen- 

bzw. Differentialgleichungen beschriebene, verrauschte Prozesse zu filtern. Der Filter bietet die 

Möglichkeit, unter Berücksichtigung stochastischer Modell- und Messunsicherheiten, wie sie bei 

technischen Messungen unvermeidbar sind, von beobachtbaren Größen auf den Systemzustand zu 

schließen. Messreihen können damit von zufälligen Einflüssen aus der Umwelt und von Unsicherheiten 

des Modells rechnerisch befreit werden, wenn sie bestimmte Eigenschaften besitzen, auf die 

hier nicht weiter eingegangen wird. 

Neuronale Netze als Verfahren der nicht-parametrischen Regression besitzen indessen umfangreiche 

Anwendungsmöglichkeiten in Fragestellungen, denen unbekannte Zusammenhänge zwischen 

Ein- und Ausgabewerten zugrunde liegen. Sie können als auto- oder heteroassoziative Speicher u.a. 

zur Prognose eingesetzt werden. Gegenüber konventionellen Berechnungen bieten sie den Vorteil 

der Robustheit beim Ausfall einzelner Komponenten und der Unempfindlichkeit bei fehlerhaften 

Eingabewerten. Eine weitere wesentliche Eigenschaft ist das Lernen aus Beispielen. Die zu prognostizierenden 

Zusammenhänge – in diesem Fall die Separation thermischer von lastbedingten Verschiebungen 

– werden aus Trainingsbeispielen ermittelt. 


2.3.1 Spannungs- und Dehnungssensorik 

Faseroptik (Faser-Bragg-Gitter-Sensorik) 

Für die direkte Messung der Spannstahldehnung mit den aus der Nachrichtentechnik bekannten 

FBGS sind außerhalb des SFP 477 noch keine Anwendungen bekannt. Daher wurden von dem 

TP C2 zunächst in Zusammenarbeit mit dem Hersteller, der Firma AOS GmbH in Dresden, verschiedene 

Applikationstechniken und Sensorträger versuchstechnisch erprobt, und eine Richtlinie 

für die Handhabung und das Aufbringen der Sensorelemente auf den Stahl wurde erarbeitet. 

Eine vollflächige, kontinuierliche Verklebung des sensitiven Faserbereiches erwies sich als sehr 

ungünstig und führte zu Fehlmessungen. Als geeignete Lösung für die Sensorapplikation an den 

Stahl wurde die direkte, unmittelbare Zweipunktverklebung der beidseitig der freien Messlänge in

C2 


ein profiliertes Metallschutzröhrchen (Stahlferrule) eingebetteten, entcoateten Faser gefunden. Als 

Verbindungsmittel wurden zunächst konventionelle, kalterhärtende Epoxidharz- und Acrylatkleber 

eingesetzt. Einen noch besseren Verbund weisen heißerhärtende Epoxidharze auf. Die kleberbedingten 

Kriechverformungen und Hystereseeffekte konnten durch diese Fügeart klein gehalten werden, 

wobei eine Mindestverbundlänge zwischen den Ferrulen bzw. dem Spannstahl und dem Kleber 

vorzusehen ist. Zum Schutz vor dem alkalisch-aggressiven Betonmilieu und vor Feuchte wurde der 

sensitive Gitterbereich komplett mit einem elastischen PUR-Dichtungsharz abgedeckt. Die Faser 

wurde vor der Verklebung mit dem Spannstahl leicht vorgespannt, wodurch auch Stauchungen 

messbar werden. Die Applikation erfolgte zudem erst bei höheren Laststufen mit dem Ziel, Relativmessungen 

durchzuführen und den Scherverbund der Klebung nicht übermäßig zu beanspruchen. 

In zwei Fällen sind die Sensoren beim Aufbringen einer zusätzlichen Belastung ausgefallen, wobei 

die Ursache für den Sensorausfall auf Klebereigenschaften, Aushärtespannungen und Mikrorisse 

zurückgeführt werden kann. 

Neben den Fragen des Handlings und der Applikation auf den Spannstahl wurde das Sensorverhalten 

bezüglich Robustheit, Dauerhaftigkeit und Langzeitstabilität verfolgt. Als generelles baupraktisches 

Problem stellte sich dabei die Filigranität der LWL-Faser heraus, die durch einen zusätzlichen, 

werksmäßigen Schlauchschutz (Buffer) und die Anordnung einer elastischen Schutzummantelung 

kompensiert werden kann. Durchstoßpunkte im Bereich der Bauwerksoberkante sind separat 

zu schützen (Knickschutz). 

Bei Vorspannlitzen ergibt sich aufgrund der Verseilung der außenliegenden Drähte das Problem der 

Verwindung und der erforderlichen achsgetreuen Messausrichtung des Sensorelementes. Die Planparallelität 

konnte durch die Anordnung einer zusätzlichen Klemmschelle im Bereich der über Klebung 

an die Litze befestigten Ferrulen sichergestellt werden. Generell sollte eine kürzere Messbasis 

aufgrund der in der Baupraxis auftretenden parabelförmigen Spanngliedverläufe bevorzugt werden. 

Eine akkurate Ausrichtung der Messfaser und der Ferrulen ist für den Messerfolg äußerst wichtig. 

Bezüglich der Längsachse des Spannstabes gibt es nach [VDI/VDE-IT 2001] einen neutralen Winkel, 

bei dem sich die Effekte der Längsdehnung und der Querkontraktion aufheben und die Länge 

der Linie bei Stabdehnung konstant ist. Dieser Winkel φ ergibt sich aus der Beziehung 

tan �� 0,3 

(2) 

und resultiert für Stahl zu ca. 29°. Wird dieser Grenzwinkel über- bzw. unterschritten, so wird die 

LWL-Faser gestaucht bzw. gedehnt. Unter diesem Winkel sind Querbiegungs- und Temperatureinflüsse 

messbar, was insbesondere für Litzen wichtig ist. Entsprechende Versuche sind noch nicht 

abgeschlossen. 

Die in anderen Anwendungsgebieten, z.B. im Flugzeugbau, bereits verwendete Nutzung mehrerer 

hintereinanderliegender Messsegmente unterschiedlicher Gitterkonstante (Bragg-Wellenlänge) innerhalb 

einer LWL-Faser erwies sich aufgrund der erforderlichen Voraussetzungen bzgl. Auslesetechnik, 

Herstellung und aus praktischen Erwägungen jedoch als nicht sinnvoll. 

Zur Verifikation wurden die faseroptischen FBGS neben magnetoelastischen Sensoren und konventionellen 

DMS zur Online-Überwachung der Spannstahlzugkraft u.a. an den Ersatzbauwerken 

vom Typ „Duett“ erfolgreich eingesetzt. Die Dehnung wurde hierbei durch eine automatische 

Mess- und Auswerteeinheit online überwacht. 

Als weitere, konventionelle Messaufnehmer wurden an den Spannstählen einzelner Versuchsbauteile 

sowie an den Ersatzbauwerken „Kato“ und „Duett“ Dehnmessstreifen (DMS) angeordnet, wel- 

- 198 -

- 199 - 

C2 


che als Referenz und zur Verifikation der anderen Dehnungs- bzw. Spannungsaufnehmer dienen. 

Diese Sensoren wurden in ähnlicher Form wie die FBGS appliziert und geschützt. Hierbei wurden 

u.a. Fragen der Langzeitstabilität und möglicher Schutzmaßnahmen der im Dünnfilmverfahren verklebten 

DMS nachgegangen. 

In Abb. 5 ist als exemplarisches Messergebnis eine 24h-Messung in Form eines Vergleichs der verschiedenen 

an einem Plattenstreifen applizierten Spannungs- bzw. Dehnungssensorik (FBGS, DMS 

und magnetoelastische Sensorik) für einen instrumentierten Spanndraht abgebildet. Insgesamt erfahren 

die magnetoelastischen und die faseroptischen Messaufnehmer im Gegensatz zu den DMS 

etwas größere, auf die Temperaturänderung zurückführende Schwankungen. 

Spannkraft [kN] 

24 

23 

22 

21 

20 

19 

18 

15 

11:00 13:00 15:00 17:00 19:00 21:00 23:00 1:00 3:00 5:00 7:00 9:00 11:00 

Magnetoelastik 

ME Stab 3 rechts 

FBGS Stab 3 links 

DMS Stab 3 links 

Temperatur 

1 2 3 4 

35 cm 

Uhrzeit 

Abb. 5: Vergleich der mit magnetoelastischen Spulensensoren (ME), Faser-Bragg- 

Gittersensoren (FBGS) und mit Dehnmessstreifen (DMS) am Ersatzbauwerk 

„Duett“- Plattenstreifen 9 am 21./22.7.2003 ermittelten Spannstahlkraft des Stabes 3 

(Durchmesser 7 mm, glatt) unter Temperatureinwirkung 

Durch Erweiterung des Messsystems der magnetoelastischen Spannkraftmessung wurde die Multiplexing- 

und die Onlinefähigkeit von bis zu 8 Spulensensoren realisiert. So konnten die Sensoren 

auch für das Dauermonitoring an allen C2-Ersatzbauwerken eingesetzt werden. 

Abb. 6 zeigt die Tagesganglinie von vier magnetoelastischen Kraftsensoren im Spannbeton-Plattenstreifen 

9 sowie die zugehörige Bauteiltemperatur. Die maximalen, durch Temperaturverformung 

des Bauteils bedingten Änderungen der Vorspannkraft betrugen ca. 2 kN, das sind 9...13,5% der 

Vorspannung. In Abb. 5 wurde bereits eine vergleichende Messwertdarstellung der in diesem Ersatzbauwerk 

im Beobachtungszeitraum eingesetzten Dehnungssensorik gegeben. Das magnetoelastische 

Verfahren erweist sich als ausgezeichnet langzeitstabil und kann daher generell als Referenzmessverfahren 

eingesetzt werden. Dies geschieht u.a. am Ersatzbauwerk „Kato“, bei dem Lastumlagerungen 

online überwacht werden. 

12 

50 

45 

40 

35 

30 

25 

20 

Temperatur [°C]

C2 


Spannkraft [kN] 

25 

60 

55 

20 

50 

45 

15 

40 

35 

10 ME Stab 1 rechts 

30 

5 

0 

ME Stab 2 links 

ME Stab 3 rechts 

ME Stab 4 links 

Temperatur 

25 

20 

15 

10 

11:10 13:10 15:10 17:10 19:10 21:10 23:10 1:10 3:10 5:10 7:10 9:10 11:10 

Uhrzeit 

Abb: 6: Tagesganglinie der magnetoelastischen Spannkraftmessung an den 4 Spanndrähten des 

Ersatzbauwerkes „Duett“- Plattenstreifen 9 am 21./22.7.2003 

Für das TP B9 (Budelmann/Schmidt-Döhl) werden an einem extern vorgespannten Ersatzbauwerk 

des Typs „Hohes C“ fortlaufende diskontinuierliche Spannkraftmessungen durchgeführt. Diese geben 

im Zusammenhang mit der Rissentwicklung Informationen zum Gesamtzustand. 

Eine erste In-Situ Applikation an der Talbrücke Meinerzhagen, welche mit Spanngliedern zur externen 

Vorspannung nachträglich erweitert wurde, ist erfolgreich durchgeführt worden, s. [WICH- 

MANN & LAUBE 2003]. Ein weiterer In-Situ-Einsatz ist im Laufe dieses Jahres geplant. 

Die angestrebte, veränderte ringförmige Ankerkopfausbildung der Erdanker, welche das Ziel hatte, 

nachträglich eine Stahlmagnetisierung zur magnetoelastischen Spannkraftmessung durchzuführen, 

hat sich aus baupraktischen Gründen als ungünstig erwiesen (größerer erforderlicher Bohrdurchmesser, 

u. U. Probleme mit dem Lastabtrag im Bereich des Ankerkopfes). 

2.3.2 Korrosionssensorik der 1. Monitoringstufe 

Auf die Ergebnisse zur Erprobung der C1a- und C1b-Sensorik wird hier nicht eingegangen, es wird 

auf die Ergebnisberichte der Partnerprojekte verwiesen. Da bisher noch keine anwendungsreifen 

Chloridsensoren von den SFB-Partnerprojekten zur Verfügung gestellt werden konnten, erfolgt der 

Einsatz dieser Sensorik an den C2-Ersatzbauwerken erst zu einem späteren Zeitpunkt. 

Ein Merkmal der im TP C2 entwickelten elektrochemischen Stellvertretersensorik ist, dass im Unterschied 

zu den C1-Sensoren nicht stahlbenachbarte Korrosionsvoraussetzungen detektiert werden, 

sondern Stahlkorrosion selbst nach Ort, Art und Intensität beobachtet werden. 

Die ersten, mit der C2-Stellvertretersensorik an kleineren Versuchskörpern und innerhalb 1,5-jähriger 

Nutzung an den Ersatzbauwerken gesammelten Erfahrungen führten zu folgenden Erkenntnisse 

zu. 

Miniaturisierte Elektrodensensoren (Platinensensoren): Verwendet werden Platinen, auf denen 

unterschiedliche Metalle als Streifenelektroden nebeneinander angeordnet sind, wobei zwischen 

benachbarten Elektroden Impedanzmessungen (bei Verwendung gleicher Metalle, z.B. Kupfer) oder 

Potential- bzw. Strommessungen (bei unterschiedlichen Metallen, z.B. Kupfer-Eisen-Kombination) 

erfolgen, vgl. Abb. 1. Die mittels Datalogger gemessene Impedanz ist aufgrund des kapazitiven 

Verhaltens des Analogteils des Datenloggers nicht direkt in die Größe „Betonwiderstand“ umrechenbar. 

Der aufgezeichnete Impedanzwert gibt jedoch einen grundsätzlichen Anhaltswert über die 

Veränderung des Betonwiderstandes. 

- 200 - 

Temperatur [°C]

- 201 - 

C2 


Unbedingt zu beobachten ist, dass die gemessenen elektrochemischen Größen von der Temperatur 

und der Feuchte abhängen. Hierzu gibt es jedoch bereits verschiedene Kompensationsansätze und 

Untersuchungen wurden durchgeführt. Mit der bei Temperaturerhöhung zunehmenden Beweglichkeit 

der Ionen in der Porenlösung ist eine Abnahme des Betonwiderstandes verbunden. Aufgrund 

dieser Abhängigkeit ist eine Temperaturkompensation auf der Grundlage des expotentiellen Arrheniusansatzes 

möglich, wobei generell Tagestemperaturmittelwerte nach einer Vorabeliminierung 

statistischer Ausreißer verwendet werden, [SCHIEGG 2002]. Bei stärkerem Frost erfolgt in den 

Betonporen die Eisbildung, was aufgrund der isolierenden Wirkung zu einem Anstieg des Betonwiderstandes 

führt. Dieser Effekt konnte auch an den Ersatzbauwerken beobachtet werden. 

Aufgrund der komplexeren Abhängigkeit des Korrosionsstromes von Temperatur und auch der 

Feuchtigkeit sowie aufgrund des erhöhten messtechnischen Aufwandes wurde bei den bisherigen 

Untersuchungen der galvanische Strom als direkt, den Korrosionsabtrag am Stahl kennzeichnenden 

Parameter vorerst nicht herangezogen. 

Zum Verbundverhalten zwischen Sensor und umhüllendem Beton wurden im Labor grundlegende 

Untersuchungen an kleinen Mörtel- und Betonprobekörpern durchgeführt, wobei nachträglich anhand 

von Dünnschliffen keine Verbundprobleme festgestellt werden konnten. Unter anderem auch 

die Wahl der Isolationsmedien an den Kabelanschlusspunkten und die Art der In-Situ-Applikation 

wurde im Labor in Zusammenarbeit mit dem TP B9 (Budelmann/ Schmidt-Döhl) versuchstechnisch 

überprüft und optimiert. Anschließend erfolgte der Einsatz von einzelnen Prototypen an den instrumentierten 

Plattenstreifen des Ersatzbauwerkes „Duett“, vgl. Abb. 7. Es konnten z.B. der Hydratationsprozess 

und der Feuchtehaushalt (Austrocknung bzw. Beaufschlagung) registriert werden. 

Der Mini-Elektrodensensor (Platinensensor) bietet zusätzliche Anwendungsmöglichkeiten, beispielsweise 

auch für die korrosionsrelevante Aufzeichnung von Regenereignissen an der Betonoberfläche. 

Impedanz [Ohm] 

50000 

40000 

30000 

20000 

10000 

0 

1. Ebene- 2,2cm tief 

2. Ebene- 2,7cm tief Beauf- 

3. Ebene- 3,2cm tief schlagungs 

Temperatur 

beginn 

Ablassen 

Spannkraft 

Betonage 

Umdrehen 

der Platte 

Belastung 

(Risse) 

28.2.02 28.3.02 25.4.02 23.5.02 20.6.02 18.7.02 15.8.02 

Datum 

Abb. 7: Ersatzbauwerk „Duett“, mit 6%iger NaCl-Lösung intermittierend 

beaufschlagte Platte 3- Mini-Elektrodensensor (Multisensor)-Cu-Cu-Variante: temperaturkompensierte 

Impedanzen, ab 29.5.2002 Lagerung im Freien 

40 

30 

20 

10 

0 

-10 

-20 

-30 

-40 

Temperatur [°C]

C2 


Elektrisch isolierte Spannstahlproben als Makrokorrosionselemente (Anodensensoren): Bei 

diesen Sensoren wird zwischen den im Bereich der Betondeckung angeordneten Spannstahlproben 

(Anoden) das elektrochemische Potential (Spannung) bzgl. einer Referenzelektrode (Kathode) und 

alternativ der Korrosionsstrom aufgezeichnet. Hierdurch ist der Durchbruch der Passivierungsschicht 

und das frühe Korrosionsstadium an den verwendeten Spannstahlanoden überwachbar. 

Das Korrosionspotential besitzt im Gegensatz zum Betonwiderstand keine ausgeprägte Temperaturabhängigkeit, 

jedoch kann eine Beeinflussung durch umgebende Korrosionsfelder erfolgen (Ohmscher 

Spannungsabfall). Am Bauwerk variieren die Potentialdifferenzen mit der unterschiedlichen 

Lage und in Abhängigkeit des Korrosionszustandes der Elektroden und der umgebenden Bewehrung. 

In Abb. 8 sind exemplarisch die während einer Dauermessung des relativen, d.h. bezogenen 

Potentialbetrages zwischen den in unterschiedlicher Tiefe verlegten Spannstahlanoden und der tiefergelegenen 

Kupferkathode eines permanent chloridbeaufschlagten Versuchskörpers dargestellt. 

Große vertikale Sprünge kennzeichnen die Korrosionsaktivierung bzw. –fortschritt an der jeweiligen 

Anode. 

rel. Spannung [V] 

0.5 

0.45 

0.4 

0.35 

0.3 

0.25 

0.2 

0.15 

0.1 

0.05 

0 

Fe-Anode 1- 2cm tief 



NaCl-Lsg. 

30.6 28.7 25.8 22.9 20.10 17.11 15.12 12.1 9.2 9.3 6.4 4.5 1.6 29.6 27.7 

Datum 

Abb. 8: Makrokorrosionssensor (Anodensensor) im seit dem 16.7.2002 permanent mit gesättigter 

Kochsalzlösung beaufschlagten Versuchskörper im Normklima: gemessene, normierte 

relative Spannung (Potentialbeträge) zwischen den 3 Einzelanoden und der tieferliegenden 

Kupferkathode 

Für alle hier vorgestellten Sensoren gilt, dass die Interpretation der Messsignale nicht trivial ist. An 

der Verbesserung der Mess- und Auswertealgorithmen wird gearbeitet. Zum Verständnis der Messsignale 

und der Abhängigkeit der Messgrößen von Umweltparametern sind weitergehende Betrachtungen 

auch experimenteller Art erforderlich, die bereits begonnen wurden. Ziel ist die Beurteilung 

der Korrosionsgefahr unter Beachtung der gegenseitigen Wechselwirkungen und die Festlegung 

von Alarm- bzw. Schwellwerten korrosionsrelevanter Parameter. 

Zu den Untersuchungen wird nach dem Auftreten signifikanter Messsignale an den chlorid-beaufschlagten 

Ersatzbauwerken „Duett“, welche beispielsweise auf die Korrosionsaktivierung schließen 

lassen, tiefenabhängig der Chloridgehalt an Bohrmehlproben bestimmt. Dies ist für die Messwertinterpretation 

von Bedeutung. Die gemessenen Chloridgehalte dienen auch als Eingangs-wert für 

die adaptive Modellierung des Chloridangriffs durch TP B9 (Budelmann/Schmidt-Döhl) am Ersatzbauwerk. 

Ergänzend wird an einigen Versuchskörpern im Einzelfall die konventionelle Potentialfeldmethode 

als Referenzverfahren zur Korrosionslokalisierung eingesetzt. 

- 202 -

2.3.3 Brucherkennung und -ortung 

- 203 - 

C2 


In der 1. FP wurden vom TP C5 grundlegende Untersuchungen zum elektromagnetischen Bruchortungsverfahren 

durchgeführt. In der 2. FP wurde die versuchtechnische Umsetzung in das TP C2 

eingegliedert; die Modellierung der Spannstahlbruchortung wurde seitens des TP C1b weiter vorangetrieben. 

Einflüsse des Umgebungsmaterials 

Es wurde zunächst festgestellt, dass im Frisch- und jungen Normalbeton elektromagnetische Wellen 

sehr stark gedämpft werden, was die Bestimmung der Resonanzfrequenzen erschwert oder gar unmöglich 

macht. Dieses ist auf die hohe Feuchte und auf die hohe Ionenkonzentration in der Betonporenlösung 

zurückzuführen. In einem Versuch wurde das Betonmilieu durch ein Sandgemisch 

unter Zusatz einer aus gesättigter Kalklösung (ges. Ca(OH)2) und 28,5g/L (0,5mol) KOH bestehenden 

Porenersatzlösung simuliert und dabei ein ähnliches Messverhalten wie im Frischbeton nachgewiesen. 

In reiner Kalklösung waren die Dämpfungserscheinungen aufgrund der geringeren Löslichkeit 

des Calciumhydroxides von bedeutend geringerer Größenordnung. 

Es wurde daher der Einfluss unterschiedlicher Beton- und Mörtelzusammensetzungen, u.a. durch 

Variierung von Zement- und Zuschlagart und -gehalt, studiert. Die Dämpfungserscheinungen variieren 

deutlich in Abhängigkeit des Ionenanteiles, der Feuchte und des Hohlraumanteiles im Mörtel. 

Dies wurde durch Einbau von Dielektrizitäts-Koaxialsensoren des TP C1b (Jacob/Johannes) verifiziert. 

Zur weiteren Untersuchung des Einflusses der Bauteiltrocknung bei verschiedenen Betonmischungen 

wurden fünf 3 m lange Betonbalken verschiedener Zusammensetzung angefertigt. Der Balken, 

der zur Gewinnung der Ergebnisse in Abb. 9 verwendet wurde, wurde aus einer Magerbeton-Mischung 

mit 100 kg/m³ Portlandzement, der Balken B12 für Abb. 10 aus einem Standard-Hochofenzement-Beton 

(HOZ-Beton) hergestellt. Ab dem Tag der Betonage wurden die Reflektionsparameter 

aller Spanndrähte in regelmäßigen Abständen ermittelt. Die Abb. 9 und 10 zeigen Ergebnisse 

zwischen dem 1. und 91. Tag nach Betonage. Die Position der Spanndrähte im Bauteilquerschnitt 

ist in den Abbildungen angegeben, wobei nur der Stab S2 eine PE-Ummantelung aufweist (Monolitze). 

Der Spanndraht S3 war nach 2 m gebrochen. 

Reflexionsparameter [dB] 

0 

-2 

-4 

-6 

-8 

-10 

-12 

-14 

Spanndraht S3 nach 2m gebrochen 

�f S3 

�f S2 

S2 nach 91d 

S3 nach 91d 

S3 nach 21d 

S3 nach 1d 

S1 S2 

S3 

30 

30 

0 50 100 150 200 250 

Frequenz f [MHz] 

Abb. 9: Reflektionsparameter der Spanndrähte 

S2 und S3 des Magerbeton-Balkens B9 

Reflexionsparameter [dB] 

0 

-2 

-4 

-6 

-8 

-10 

-12 

-14 

Spanndraht S3 nach 2m gebrochen 

�f S2 

�f S3 

S2 nach 91d 

S3 nach 91d 

S3 nach 21d 

S3 nach 1d 

S1 S2 

S3 

30 

30 

0 50 100 150 200 250 


Abb. 10: Reflektionsparameter der Spanndrähte 

S2 und S3 des Balkens B12 aus HOZ-Beton

C2 


Die Dämpfung der elektromagnetischer Wellen ist erwartungsgemäß in den ersten Tagen sehr hoch. 

Bei diesen beiden Balken konnten bei den nach dem 1. und dem 21. Tag durchgeführten Messungen 

daher noch keine eindeutigen Resonanzfrequenzen zugeordnet werden. Die am 41. (in den Abb. 9 

und 10 nicht dargestellt) und 91. Tag ermittelten Ergebnisse zeigen hingegen deutliche Resonanzen. 

Tabelle 1 zeigt den Vergleich zwischen den ermittelten Resonanzabständen �f am 91. Tag. 

Bei beiden Probekörpern ist der Bruch des Spanngliedes S3 an dem größeren Abstand �fS3 der Resonanzminima 

deutlich sichtbar. Aufgrund der verschiedenen Restfeuchten sind die Dielektrizitätskonstanten 

(DK) und damit die Größe der Resonanzabstände �f unterschiedlich. Da in diesem 

Falle die Länge des Spanngliedes S2 bekannt ist, kann die Länge des Spanngliedes S3 bis zum Bruchort 

mit Hilfe des Verhältnisses der Resonanzabstände �fS2/�fS3 bestimmt werden. Die Messergebnisse 

bestätigten also in beiden Fällen die Versuchsvorgabe. 

Tabelle 1: Ermittelte Resonanzabstände �f 

Spanndraht 

Balken B9 

(Magerbeton) 

� f (MHz) 

meas 

- 204 - 

Balken B12 

(HOZ-Beton) 

� f (MHz) 

meas 

S2 22 17,5 

S3 31 26 

�fS2/�fS3 0,70 0,67 

Sind die Spanngliedlängen nicht bekannt, so muss für die Längenbestimmung die DK bekannt sein. 

Die Bestimmung der DK der Betonprobekörper erfolgte mit den vom TP C1b (Jacob/Johannes) zur 

Verfügung gestellten HF-Feuchtesensoren. 

Nach dreimonatigem Trocknen eines 2m langen Leichtbeton- und eines 3m-langen Normalbetonbalkens 

in der Klimakammer wurde eine signifikante Verbesserung der Aussagfähigkeit der Messergebnisse 

aufgrund stärkerer Resonanzausbildung deutlich. Interessanterweise wurde auch bei älteren 

Betonen eine geringere elektromagnetische Dämpfung festgestellt, was auf deren niedrigere 

Ausgleichsfeuchte zurückgeführt werden kann. Auf der Grundlage dieses Ergebnisses wurden u.a. 

zwei Stege der 45 Jahre alten Hohenzollernbrücke in Berlin als erste Applikation des Verfahrens an 

einem Realbauteil untersucht. 

Im Falle der Verwendung elektrisch vom Beton entkoppelten Spannstahles, z.B. bei einer PE-ummantelten 

Monolitze, sind die Resonanzen in jedem Fall ersichtlich. Dies gilt auch für den Fall, 

dass ein anderer, direkt in Beton gebetteter Stab mit einem PE-ummantelten Stab als Massereferenz 

ausgemessen wird. Beim Messvorgang mit einem Massestab als Referenz kann generell ein bessere 

Messdynamik erwartet werden. 

Von großer baupraktischer Bedeutung ist die Variierung des Feuchtegehalts bzw. des Materials in 

Stablängsrichtung. Um diesen Fall zu simulieren, wurde ein 6 m-langer Balken in 1 m-langen Abschnitten 

intermittierend zu verschiedenen Zeitpunkten betoniert. Die entsprechenden Messwerte 

sind plausibel und fanden Eingang in die Bruchmodellierung des TP C1b (Jacob/Johannes). 

Einfluss der Art und Anordnung der Stahlzugglieder 

Neben umfangreichen Laborversuchen an kurzen stabförmigen Bauteilen unterschiedlicher Anordnung, 

Zusammensetzung und Beaufschlagung wurden die Einflüsse von Bündelspanngliedern und

- 205 - 

C2 


Ankerkörpern mit umgebender Bewehrung in Laborversuchen mit komplexeren Spanngliedführungen 

untersucht, um die Einsetzbarkeit in Bauteilen und Bauwerken zu verifizieren. Hierbei wurden 

die realen Bauwerksbedingungen so genau wie möglich nachgebildet. So wurde in Versuchen mit 

in Beton gebetteten Einzelstäben der Bruchabstand der Spanngliedenden variiert. Der Bruch konnte 

erst bei einem Abstand der Einzelstäben von 0,05 cm 1 cm eindeutig nachgewiesen werden. Im 

weiteren Verlauf wurde der Einfluss der in der Praxis häufig auftretenden elektrischen Verbindung 

des Spanngliedes mit dem Hüllrohr sowie mit der umgebenden schlaffen Bewehrung simuliert. Bei 

elektrischem Kontakt mehrerer nebeneinander liegender Litzen (Kurzschluss) kann der Bruch einer 

Litze mit diesem Verfahren jedoch nicht identifiziert werden. Gleiches gilt für den Fall des punktuellen 

bzw. abschnittsweisen Hüllrohrkontaktes. Im Gegensatz hierzu hat die Koppelmuffe im Falle 

einer Kopplung zweier Spannstähle keinen Einfluss auf das Messergebnis, d.h. die elektromagnetische 

Welle „sieht“ das gesamte Spannglied. Ein Bügelkorb aus Schlaffstahl mit lokalem, direktem 

Kontakt einzelner Spannstähle wies keinerlei Einschränkungen hinsichtlich der Interpretationsfähigkeit 

der Messwerte auf. Entscheidend ist daher offenbar der Oberflächenzustand der elektrisch in 

Verbindung stehenden Bauteile. 

Durch zusätzliche Verkopplungen der Stäbe oder durch Anregung unmittelbar hinter der Ankerplatte 

können in den Messergebnissen weitere Resonanzen bzw. Störungen auftreten. Am Ankerkopf 

ist ein Mindestabstand der Einkoppelstelle von ca. 10 cm vorzusehen; eine komplette elektrische 

Entkopplung des Spannstahles z.B. durch Kunststoffbeschichtung ist empfehlenswert, jedoch 

nicht notwendig. 

Im Sandbett wurden 5 m lange Spanndrähte auf der gesamten Länge im Zeitraum von über 18 Monaten 

korrosiv durch NaCl-Lösung beansprucht. Es wurde nachgewiesen, dass die gleichmäßiguniforme 

Korrosionsschädigung auf der gesamten Stablänge keinen nachweisbaren Einfluss auf das 

Messsignal aufweist. 

Um auch praxisgerechte, größere Spannstahllängen im Versuch abzubilden, wurde ein instrumentierter 

20 m-Balken konzipiert, wobei jedoch bezüglich der Aussagefähigkeit der Messwerte keine 

generellen Unterschiede zu den Versuchskörpern mit kleineren Längen festgestellt werden konnte. 

Die elektromagnetische Dämpfung nimmt jedoch mit der Spanngliedlänge zu. 

Die vom TP C1b (Jacob/Johannes) erprobten alternativen Einkopplungskonzepte, u.a. durch ein 

Anpassnetzwerk, erwiesen sich aus messtechnischer Sicht als ungeeignet. 

Anwendungserprobung an den Ersatzbauwerken 

Das Verfahren wurde und wird zur Bruchortung an den verschiedenen C2-Ersatzbauwerken eingesetzt. 

So wurden bei den Versuchskörpern „simulierter Horizontalanker“ und der BRESPA-Spannbetonhohlplatte 

einzelne Drähte systematisch, t.w. korrosiv geschädigt. Abb. 11 zeigt hierzu eine 

Messreihe für die Zustände vor und nach dem Bruch eines Einzeldrahtes. Auch nach dem erwarteten, 

aber derzeit noch nicht eingetretenen Versagen einzelner Spannstähle an den Ersatzbauwerken 

vom Typ Plattenstreifen „Duett“ und den Erdankern soll dieses Verfahren der Bruchdetektion zur 

Anwendung kommen. Die externe Ankopplung an die Spannstähle des Erdankers wurde aus baupraktischen 

Erwägungen dahingehend optimiert, den Anschlusspunkt robust und dauerhaft auszubilden.

C2 


2.3.4 Online-Monitoring und Überwachbarkeit der Konstruktionen 

Über die Ergebnisse der in Zusammenarbeit mit dem TP A1 (Hosser) am Ersatzbauwerk „Duett“ 

durchgeführten zuverlässigkeitsorientierten Schwachstellenanalyse wurde in [HOSSER et al. 2003] 

und oben berichtet. Der nächste in der 3. FP im TP D3 angedachte Schritt ist die Umsetzung der 

gewonnen Erkenntnisse an der Herrenbrücke in Lübeck. Bei dessen Dauerüberwachung gilt es, die 

temperatur- und lastbedingten Dehnungen bzw. Verschiebungen zu separieren. Hierzu wurden in 

der 2. FP des TP C2 sowohl Kalman-Filter als auch neuronale Netze erprobt. 

Nach der Formulierung eines Zustandsmodells für das Brückenbauwerk und bei Anwendung der 

Kalman-Filter-Technik stellte sich heraus, dass sich der Filter besser zur Glättung bzw. Filterung 

von Messreihen eignet als zur Ermittlung von Bauwerksdehnungen über eine Schätzung der Bauwerkstemperatur. 

Abb. 12 zeigt das Ergebnis der Filterung für Sensor 1 des Randträgers 4 mit einer 

Modellunsicherheit Q = 10 -5 (Q-Stabilisierung) für den Zeitraum von einer Woche und die Differenz 

zwischen Mess- und Filterwert (d.h. Last). Details bzgl. Modellbildung bzw. Wahl der Aus- 

gangsparameter sind in [FRISCHMUT 1998] zu finden. 

Reflektionsparameter [dB] 

0 

-2 

-4 

-6 

-8 

-10 

L1 L2 L3 L4 L5 L6 L7 L8 

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 


Abb. 11: Frequenzabhängiger Reflexionsparameter für die Spannbetonhohlplatte BRESPA mit 

oberer Spanndraht- und unterer Litzenbewehrung, Initialstablänge des Stabes 2 4,8 m, nach 

Bruch 2,4 m 

Verlängerung 

[mm] 

0.008 

0.005 

0.003 

0.000 

-0.003 

-0.005 

-0.008 

-0.010 

�f Stab 3 

�f Stab 1 

1 2 3 4 5 6 

�f Stab 2, Bruch 

Lasten aus der Differenzbildung Q = 10 -5 

- 206 - 

Spanndraht 1 

Spanndraht 2, gebrochen 

Spanndraht 3 

0 96 192 288 384 480 576 672 

Zeit [15min] 

Abb. 12: Filterung des Messschriebs einer repräsentativen Woche mit einer Modellunsicherheit von 

10 -5 - Differenz zwischen gemessenen und gefilterten Werten (Sensor 1 am Randträger 4) der 

Herrenbrücke Lübeck

- 207 - 

C2 


Die als repräsentativ angenommenen Beispielsdaten sind in der Woche vom 30.10.2000 bis zum 

05.11.2000 gemessen worden. Die Einteilung der Abszisse in Intervalle von 96 Messungen ergibt 

sich dabei aus der Abtastrate von 15 Minuten. Da ein Intervall von 96 Messungen einem Tag entspricht, 

können bei dieser Einteilung tageszeitlich bedingte Erscheinungen erkannt werden. Als 

Ordinate sind die Längenänderungen an den Wegaufnehmern in Millimetern aufgetragen. Abb. 12 

zeigt, dass der Filter in der Lage ist, temperaturbedingte Anteile nahezu vollständig auf der Grundlage 

von temperaturkorrigierten Messreihen (d.h., unter Berücksichtigung der thermischen Ausdehnung 

der Messgestänge) aus der Messspur zu filtern. Inwieweit Teile des Nutzsignals, d.h. lastbedingte 

Verschiebungen, verloren gehen, lässt sich allerdings nicht feststellen, da die reale Lastkurve 

nicht bekannt und daher kein direkter Vergleich a priori möglich ist. 

Beim Einsatz von neuronalen Netzen wurde für das Brückenbauwerk ein Multi Layer Feedforward 

Netz (MLFF) gewählt, bei dem Phänomene wie beispielsweise hohe Temperaturgradienten oder 

lange Phasen sehr geringer Temperaturänderung auf unterschiedlichen Temperaturniveaus trainiert 

werden müssen. Die praktische Umsetzung erfolgte mit dem Softwarepaket Qnet21, das nur bedingt 

Beeinflussungen des Netzes zuließ. Das derzeitige Problem besteht in der Wahl der Eingabemuster, 

welche die maßgebenden Einflussgrößen, wie die Dauer und die Amplitude von Temperaturänderungen, 

korrekt und repräsentativ für alle auftretenden Muster in allen Temperaturbereichen wiedergeben 

müssen. Die Erkennbarkeit größerer lastbedingter Verschiebungen ist bei Sensoren, die in 

Feldmitte angebracht sind, größer als bei Sensoren in Stützennähe. Die Separation zwischen Last- 

und Temperaturverschiebungen erfolgt somit in Feldmitte besser als in Stützennähe. Letztere dienten 

als Trainingsdaten, d.h. Datenschriebe von ca. 18 Monaten wurden dem Netz eingespeist. Die 

Subtraktion der erwarteten Temperaturverschiebungen von den gemessenen Werten erlaubt den 

Rückschluss auf lastbedingte Verformungen. 

Verlängerung [mm] 

Verlängerung [mm] 

0.06 

0.04 

0.02 

0 

-0.02 

-0.04 

0.06 

0.04 

0.02 

0 

-0.02 

Messwerte / Netzausgaben 

Meßwerte 

-0.06 

-0.08 

Netzausgaben 

768 864 960 1056 1152 1248 1344 1440 1536 1632 1728 1824 1920 2016 2112 2208 

Differenz Messwerte-Netzausgaben 

Zeit [Messungen] 

-0.04 

768 864 960 1056 1152 1248 1344 1440 1536 1632 1728 1824 1920 2016 2112 2208 

Abb. 13: Auszug aus den Messwerten, Netzausgaben sowie deren Differenz 

Zeit [Messungen]

C2 


Abb. 13 zeigt ein exemplarisches Ergebnis. Die negativen Peaks werden gut nachvollzogen während 

dies für die zeitlich länger andauernden Verschiebungen im positiven Bereich nicht gilt. Der 

Grund für das Verhalten ist vermutlich, dass für diese Muster weniger Trainingsdaten vorliegen als 

für die negativen Peaks. Gut erkannt werden hingegen kleinere Veränderungen um den Mittelwert 

nahe der Nullachse. Die bisher durchgeführten Arbeiten lassen realistische Erfolgschancen für eine 

Auswertung bzw. Prognose der an der Herrenbrücke bislang ermittelten Daten zu. In der 3. FP des 

TP D3 soll ein eigenes dynamisches rekursives Netz implementiert werden, um eine hohe Anzahl 

von Iterationen bei erträglicher Rechenzeit zu ermöglichen, das ggf. eine dynamische Schwellwertüberwachung 

entsprechend Abb. 14 ermöglicht. 

Temperatur 

Dehnungsmeßwerte 

Neuronales 

Netz 

Erwartete 

Dehnungen 

� 

� 

- 208 - 

Schwellenwertüberwachung 

Abb. 14: Nutzung eines neuronalen Netzes als Teil einer Schwellwertüberwachung 

Ausgabe bei Schwellenwertüberschreitung 



Insbesondere im Zeitraum der 2. FP hat die Zahl internationaler Kongresse und die Zahl der Veröffentlichungen 

zur Bauwerksüberwachung beträchtlich zugenommen. Die Bedeutung der Überwachung 

und das Forschungsinteresse werden hierdurch deutlich. Ein aktueller Überblick zum Monitoring 

von Bauwerken als „State-of-the-art-report“, insbesondere von Brückentragwerken, wird in 

[CHASE 1997], [CIOLKO & TABATABAI 1999] und in [FIB 2003] gegeben. Das TP C2 trägt mit 

seinen Arbeiten wesentlich zur Wissensentwicklung bei und gehört mit der Entwicklung der magnetoelastischen 

Spannkraftmessung und der HF-Bruchortung zu den international führenden Arbeitsgruppen. 

Die angedachten Methoden zum Korrosionsmonitoring sind derzeit konkurrenzlos. 

Der Stand der Technik der Faser-Bragg-Gitter-Sensoren (FBGS) hat eine fortgeschrittene Entwicklungsstufe 

erreicht. Im Wesentlichen werden FBGS auf Trägerbauteile appliziert, die dann zur 

Wegmessung dienen. Problematisch bleibt weiterhin die direkte Applikation von faseroptischen 

Sensoren, z.B. auf Spannstahl, zum Zweck der unmittelbaren Dehnungsmessung. 

In den letzten drei Jahren haben [LIU et al. 2000] und [SAM & CHOI 2002] Arbeiten veröffentlicht, 

die sich mit der Erfassung des Spannungszustands von Spannstahl mittels magnetischer 

Messverfahren befassen. Beide Verfahren befinden sich noch im frühen Entwicklungs- und Erprobungsstadium 

und weisen einige konzeptionelle Nachteile auf. So ist z. B. beim erstgenannten Verfahren 

aufgrund der verwendeten, relativ kleinen Feldstärke keine Bestimmung der absoluten 

Spannkraft möglich. Da keine vollständige Magnetisierung der Spannglieder erfolgt, beeinflussen 

die Eigenspannungen des Spannstahles das Messergebnis erheblich. 

Zur Spannstahlbrucherkennung werden zur Zeit überwiegend die magnetischen Verfahren nach 

[HILLEMEIER & SCHEEL 2002] und [KRAUSE et al. 2001] eingesetzt. Diese haben in den letzten 

Jahren ihre Praxistauglichkeit bewiesen. Zur Zeit werden diese Verfahren im Detail (z B. Messgeschwindigkeit, 

Auflösung) verbessert. Bei diesem Verfahren wird die Spur des magnetisierten

- 209 - 

C2 


Spanngliedes von außen an der Oberfläche des Bauwerks mit einem Magnetfeldsensor abgefahren. 

Wegen dieses Vorgehens schließen sich einige Anwendungsfälle, wie z. B. die Überprüfung von 

Erdankern, aus; zudem ist je nach baulicher Gegebenheit der Aufwand teilweise sehr hoch. 

Ein weiteres magnetisches Verfahren zur Brucherkennung ist von [LAGUERRE 2000] vorgestellt 

worden. Bei diesem Verfahren wird der magnetoelastische Effekt ferromagnetischer Materialien 

ausgenutzt. Die bisherigen Untersuchungen wurden an Einzelspanngliedern in Luft durchgeführt. 

Da mechanische Wellen im Stahl in Betonumgebung sehr stark gedämpft werden, ist zu erwarten, 

dass das Verfahren ähnlich wie die Ultraschallverfahren nur für kurze Spannglieder (1-2 m) oder 

Spannglieder in Luft geeignet ist. 

Auf dem Gebiet der Korrosionssensorik von Stahlbetonbauwerken sind in der jüngsten Vergangenheit 

einige Fortschritte erzielt worden, u.a. [LEE et al. 2003]. Einen generellen Überblick über den 

aktuellen Stand der Korrosionsmesstechnik bei Stahlbetonbauwerken geben [BJEGOVIC et al. 

2000], [SCHIEGG 2002] und [SWAMY (ed.) 2002]. Problematisch bleibt i.A. der nachträgliche 

Einbau der Sensorik in bestehende Bauteile sowie die Größe konventioneller Stellvertretersensorik. 

Für die 2. Korrosionsmonitoringstufe (Schädigungsphase) bei Spannbetonkonstruktionen sind bisher 

keine (neuen) gangbaren zerstörungsfreien In-Situ-Prüfverfahren verfügbar. Die Arbeiten des 

TP C2 haben hier Pioniercharakter. 


Trotz zum Teil großer Fortschritte auf dem Gebiet der Überwachung von Spannelementen in den 

vergangenen Jahren sind wichtige Detailfragen noch ungeklärt. Insbesondere die direkte und nachträgliche 

Applikation der Sensorik an bestehende Bauwerke und die daraus resultierenden Anforderungen 

an die Messtechnik bezüglich Dauerhaftigkeit und Robustheit sind zu lösen. Die modernen 

Möglichkeiten der Schnurlos-Datenübertragung sind in die bestehenden Monitoringsysteme zu 

implementieren. Ebenfalls noch offen sind Konzepte für das Monitoringmanagement zur Strategieumsetzung 

am Realbauwerk und zum Daten- und Kostenmanagement. 

Bisher ist es nur möglich, die integrale Spannkraft eines Spanngliedes magnetoelastisch zu bestimmen. 

Das primäre Ziel zur magnetoelastischen Spannkraftüberwachung in der 3. FP ist die selektive, 

d.h. tiefenabhängige Magnetisierung einzelner Drahtreihen einer Litze durch Variierung der 

Erregerspannungsfrequenz, wodurch auch eine Aussage zu lokalen Schädigungen möglich wird. 

Im Bereich der Korrosionssensorik herrscht dringender Bedarf für zerstörungsfreie Messverfahren 

zur direkten, großflächigen Bestimmung des Ausmaßes und des Ortes der Korrosionsschädigung 

am Spannstahl. So ist eine weitere Miniaturisierung und Vereinfachung der Stellvertretersensorik 

sinnvoll. Zur Interpretation rauschbehafteten Signale müssen geeignete Filter und Auswertealgorithmen 

gefunden und erprobt werden. Nicht nur in diesem Bereich ist die Festlegung von Alarm- 

bzw. Schwellwerten in Abhängigkeit der Rand- und Umgebungsbedingungen essentiell. 

Aus den offenen Arbeitspunkten wird die Sinnhaftigkeit deutlich, die C2-Sensorik an größeren, 

komplexeren Ersatzbauwerken und an Realbauten im Rahmen auch von Langzeitmessungen zu 

erproben. Daher soll das TP C2 in der 3. FP als anwendungsnahes TP D3 weitergeführt werden.

C2 


2.6 Literatur 

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reinforced concrete structures, 15th World Conference on Nondestructive Testing, Roma (Italy), 

15-21 October 2000 

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FIB, 2003, Monitoring and safety evaluation of existing concrete structures, state-of-art report, FIB 

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FRISCHMUT, U., 1998, Der erweiterte Kalman-Filter zur Unterdrückung harmonischer Störsignale 

in der Seismik, Dissertation, TU Clausthal 

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A2C03-Concrete Bridges, Washington (DC), January 2002 

KRAUSE, H.-J.; WOLF, W.; SAWADE, G; NEUDERT, G.; GAMPE, U., 2001, Spannstahlbruchmessungen 

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LAGUERRE, L.; 2000, Generation and Detection of Elastic Guided Waves with Magnetoelastic 

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LIU, J.-G., BECKER, W.-J., GERHOLD, T., RICKEN, W., FEHLING, E., 2000, Einfluss der Vorspannungsänderung 

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Workshop on Structural Health Monitoring 2002, July 10-12 2002, École Normale Supérieure, Cachan 

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SCHIEGG, Y., 2002, Online-Monitoring zur Erfassung der Korrosion der Bewehrung von Stahlbetonbauten, 

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SWAMY, R.N (Editor), 2002, Corrosion and Corrosion Monitoring, in: Cement & Concrete Composites, 

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- 210 -

- 211 - 

C2 


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VDI/ VDE-IT, 2001, Abschlussbericht Optische Fasergitter-Sensorsysteme für die Überwachung 

technischer Anlagen (FAGS), Reihe: Innovationen in der Mikrosystemtechnik, Band 75 (2001) 



Erteiltes Patent: 

BUDELMANN, H., JACOB, A.F., WICHMANN, H.-J., JANNSEN, B., SCHNEIDER, 

G., HARIRI, K.: Verfahren zur Zustandserkennung von elektrisch leitfähigen länglichen Spanngliedern, 

Deutsches Patent- und Markenamt, DE 101 02 577 C1 (20. Juni 2002) 

Zeitschriftenbeiträge: 

BUDELMANN, H., HOSSER, D., DEHNE, M., HARIRI, K., HOLST, A., Innovative monitoring 

and weak-point-identification at PC-members, Journal of Structural Engineering, submitted for 

publication 

HARIRI, K., HOLST, A., WICHMANN, H.-J., BUDELMANN, H., 2003, Assessment of the State 

of Condition of Prestressed Concrete Structures with Innovative Measurement Techniques, Journal 

of Structural Health Monitoring, SAGE Publications, Vol.2, No.2, June 2003, 179-185 

HOSSER, D., BUDELMANN, H., DEHNE, M., HARIRI, K., HOLST, A., 2003, Monitoring und 

Schwachstellenidentifizierung bei Spannbetonbauwerken, Beton- und Stahlbetonbau, (98) 2003, 

Heft 4, 217-225 

Kongressbeiträge (mit Vortrag): 

BUDELMANN, H., 2003a, Innovative Bauwerksüberwachung, VDI-Berichte 1757, VDI-Verlag, 

Düsseldorf, 2003, 1-8 

BUDELMANN, H., 2003b: Monitoring von Betonbauwerken, 15. ibausil- internationale Baustofftagung 

Weimar, Vortragsnr. 2.27, 24.-27.9.2003, in Druck 

BUDELMANN, H., HARIRI, K., SCHMIDT-DÖHL, F., ROSTÁSY, F.S., 2000, Monitoring of 

Reinforced and Prestressed Concrete Structures, in: International Workshop on the present and 

future in health monitoring, Weimar, 3.-6.9. 2000, 135-145 

BUDELMANN, H., HARIRI, K., JACOB, A.F., JANNSEN, B., SCHNEIDER, G., WICHMANN, 

H.-J., 2001, Detection and Localization of Fractures in Tendons by Means of Electromagnetic 

Resonance Measurement in: Proc. 3 rd Int. Workshop on Structural Health Monitoring, Stanford, 

USA, Sept. 2001, 1333-1342 

BUDELMANN, H., HARIRI, K., HOLST, A., 2003, Realistic Full Scale Laboratory Tests for the 

Improvement of Long Term Monitoring Systems, in: Proceedings of the 4th International Workshop 

on Structural Health Monitoring, September 15-17 2003, Stanford, USA, Stanford University, 

USA, in print 

BUDELMANN, H., ROSTÁSY, F.S., HARIRI, K., HOLST, A.; WICHMANN, H.-J., 2003, Zustandserfassung 

und -beurteilung vorgespannter Zugglieder durch Monitoring, Tagungsband Berichtskolloquium 

des SFB 477, 16./17. Juni 2003, 69-77

C2 


HARIRI, K., 2002, Monitoring der Herrenbrücke in Lübeck, in: 56. Seminar des Deutschen Vereins 

für Vermessungswesen e.V.: Interdisziplinäre Messaufgaben im Bauwesen, Weimar, 16. und 

17. September 2002, No. 43 of the series of publications of DVW e.V., 139-150 

HARIRI, K., HOLST, A., WICHMANN, H.-J., BUDELMANN, H., 2001, Monitoring des Zustands 

von Spannbetonbauwerken mittels innovativer Messtechnik, VDI-Berichte 1599, VDI-Verlag, Düsseldorf, 

171-178 

HARIRI, K., HOLST, A., WICHMANN, H.-J., BUDELMANN, H., 2002, Assessment of the State 

of Condition of Prestressed Concrete Structures with Innovative Measurement Techniques and First 

Applications, in: Proceedings of the 1 st European Workshop on Structural Health Monitoring 2002, 

Edited by Daniel L. Balageas, July 10-12, 2002, École Normale Supérieure, Cachan (Paris), France, 

1278-1285 

HOLST, A., 2001, Monitoring vorgespannter Zugglieder in: Beiträge zum 40. DAfStb-Kolloquium 

an der TU Braunschweig, 11.-12.Oktober 2001, 19-30 

HOLST, A., HARIRI, K., BUDELMANN, H., 2002, Corrosion Monitoring of Prestressed Steel in 

Concrete Members, in: Proceedings of the 1 st International Workshop on Structural Health Monitoring 

(Editor: Aftab A. Mufti), ISIS Canada Corporation, September 19-20 2002, Winnipeg, Canada, 

497-506 

ROSTÁSY, F.S., BUDELMANN, H., HARIRI, K., HOLST, A.; WICHMANN, H.-J., 2000, Zustandserfassung/ 

-beurteilung vorgespannter Zugglieder durch Monitoring, Tagungsband Berichtskolloquium 

des SFB 477, 22./23. Juni 2000, 73-77 

ROSTÁSY, F.S., BUDELMANN, H., HARIRI, K., HOLST, A., WICHMANN, H., 2003, Zustandserfassung 

und –beurteilung vorgespannter Zugglieder durch Monitoring, VDI-Berichte 1757, 

VDI-Verlag, Düsseldorf, 111-116 

WICHMANN, H.-J., HARIRI, K., HOLST, A., BUDELMANN, H., 2003, Detection and Localization 

of Fractures in Tendons by Means of Electromagnetic Resonance Measurement, in: Proceedings 

of the International Symposium on Non-Destructive Testing in Civil Engineering (NDT-CE), 

September 16-19 2003, Berlin, in print 

WICHMANN, H.-J., LAUBE, M., 2003, Vorspannungsmessungen mit einem magnetoelastischen 

Messverfahren, VDI-Berichte 1757, VDI-Verlag, Düsseldorf, 473-480 

Weitere Berichte: 

BUDELMANN, H., 2002, Monitoring für Betonbauwerke. Aus dem Stahlbeton- und Spannbetonbau 

und benachbarten Bereichen, Festschrift Friedhelm Stangenberg, Ruhruniversität Bochum, 

Oktober 2002, 55-67 

BUDELMANN, H., HARIRI, K., 2003: Vom Labor bis zum Betonbauwerk: Entwicklungsmethodik 

für Monitoring-Systeme, Festschrift 60. Geb. Peter Schießl, TU München, 2003, 389-396 

- 212 -

Überwachung und Beurteilung von Deponien 

Prof. Dr.-Ing. K. Fricke 

Prof. a. D. Dr.-Ing. H.-J. Collins 

Dr.-Ing. G. Ziehmann 

Dr.-Ing. K. Münnich 


- 213 - 

D1 

Fricke, Collins 

Die in der Vergangenheit vielfach erfolgte unkontrollierte Ablagerung von Abfällen sowie die sich 

daraus ergebenden Folgen für die Umwelt haben dazu geführt, dass die Anforderungen an die Verwertung, 

die Behandlung und die Deponierung von Abfällen in den letzten Jahren deutlich gestiegen 

sind. So ist seit 1993 [TASi 1993] bei der Anlage von Neudeponien eine vollständige Kapselung 

der deponierten Abfälle durch Basis- und Oberflächenabdichtungssysteme vorzusehen. Ab 

dem Jahre 2005 sind alle Abfälle vor der Ablagerung so zu behandeln, dass die strengen Kriterien 

der Deponieverordnung [2002] in Bezug auf die Restemissionen eingehalten werden können. 

Die Funktionsfähigkeit beider Abdichtungssysteme sowie der weiteren funktionalen Elemente im 

Deponiekörper, wie z. B. Gasfassungs- und Sickerwassersammelsystem, muss während der Betriebs-, 

der Stilllegungs- und Nachsorgephase kontrolliert werden. Die Betriebsphase umfasst dabei 

– je nach Deponiegröße – mehrere Jahre bis zu mehreren Jahrzehnten; die sich daran anschließende 

Stilllegungsphase kann ebenfalls bis zu zwei Jahrzehnten betragen. Die Überwachungs- und Kontrollarbeiten 

in der Nachsorgephase müssen – wie in der Deponie-verordnung [2002] festgelegt - 

mindestens über 30 Jahre sichergestellt werden, wobei zu erwarten ist, dass in vielen Fällen dieser 

Zeitraum nicht ausreichend sein wird. 

Zu Beginn der Antragstellung für die erste Phase im Jahr 1997 existierten nur wenige Veröffentlichungen 

und Forschungsarbeiten, die sich mit der Thematik der Überwachung und der Prognose 

von Deponien befassten. Dabei wurden oft Einzelaspekte unter speziellen Rand-bedingungen untersucht, 

wie z.B. Deponieabdichtungssysteme [HOLZLÖHNER 1994]. Seither sind in Deutschland, 

aber auch international weitere Untersuchungen von Einzelaspekten oder speziellen Randbedingungen 

hinzugekommen [z.B. BMBF 1999, DE POLI et al. 1999, KAVAZABJIAN et al. 1999, 

ZIEHMANN 2000, HUDSON et al. 2001, KRÜMPELBECK 2001], die dann die Grundlage für 

Prognoseansätze des Gesamtverhaltens von Deponien bilden. Eine Übertragbarkeit der ermittelten 

Ergebnisse und der erstellten Modellansätze auf Siedlungsabfalldeponien sowie eine Verallgemeinerung 

der Thesen und Vorgehensweisen ist oft nur sehr eingeschränkt möglich. Es war aufgrund 

des geringen Wissensstandes deshalb unklar, welche Parameter langfristig Auskunft über das Gefährdungspotential 

des deponierten Abfalls geben und welche Messungen in welchen räumlichen 

und zeitlichen Abständen durchgeführt werden müssen, um das Gefährdungspotenzial des deponierten 

Abfalls und die Funktionsfähigkeit der Sicherheitseinrichtungen, insbesondere der Dichtungssysteme 

und der Sickerwasser- und Gasfassung, zu überprüfen.

D1 


In der ersten Phase des TP D1 im SFB 477 wurden Methoden, Messgeräte [ZIEHMANN und 

COLLINS 2000] und das Wasserhaushaltsmodell EWA [MÜNNICH 2000] sowie in Zusammenarbeit 

mit TP B5 und B6 Transport- und biochemische Umsetzungsmodelle entwickelt. Die Arbeiten 

sind in [COLLINS und ZIEHMANN 2000] zusammengefasst. Mit den Entwicklungsarbeiten soll 

das Emissionsverhalten von Deponien zukünftig mit In-Situ-Messungen bestimmt und prognostiziert 

werden. Auf den Messungen und Prognosen basierend, kann ein adaptives Monitoring mit dem 

Ziel einer Minimierung der erforderlichen In-Situ-Messungen entwickelt werden. 

Zusätzlich wurden erste Messdaten an Deponien aufgenommen und eine Basis für die Laborversuche 

und Modelle der TP D1 und B5 geschaffen. 


Die Untersuchungen der zweiten Phase gliedern sich thematisch in zwei Komplexe: 

� Mechanisches Verhalten deponierter Abfälle, 

� Deponieemissionen. 

Mechanisches Verhalten deponierter Abfälle 

Die Abdichtungskonstruktion von Deponien wird durch zahlreiche Einflussgrößen beansprucht. 

Eine wesentliche Größe ist die biochemische Umsetzung von Abfallbestandteilen. Sie führt dabei 

zum einen zu einer Reduktion der Masse und des Volumens, was große Verformungen der Abdichtungskonstruktion 

nach sich ziehen kann, und zum anderen zu einer direkten chemischen Beanspruchung 

der Abdichtungskonstruktion. Die direkte chemische Beanspruchung resultiert dabei aus 

Gas und Wasser, welches mit chemischen Inhaltstoffen belastet ist. Eine weitere Einflussgröße ist 

das physikalische, bei Deponien vor allem das mechanische Verhalten von Abfällen, z. B. seine 

Stabilität und die auflastabhängigen und auflastunabhängigen Verformungen. Hinzu kommen thermische 

Beanspruchungen als Folge von Umsetzungsprozessen sowie hydraulische Belastungen 

durch eingestautes Wasser und ggf. Porenwasserdrücke. 

In der ersten Antragsphase wurden die mechanischen Beanspruchungen weitestgehend ausgeklammert. 

Mit den Untersuchungen zum mechanischen Verhalten von Abfällen sowie die Auswirkungen 

auf die Abdichtungskonstruktion wurde in der zweiten Antragsphase begonnen. 

Zur Festigkeit [COLLINS et al. 1997, KOCKEL 1995] und zum Setzungsverhalten, d. h. zur eindimensionalen 

Verformung [KOCKEL und KÖNIG 1998, COLLINS und RAMKE 1986] von Abfall 

liegen bereits erste Erkenntnisse vor. Die mehrdimensionale Verformung sowie das Zusammenwirken 

von Verformung und Festigkeit ist jedoch bisher nicht untersucht worden. Um diesen Lückenschluss 

zu ermöglichen, werden Laborversuche zur Ermittlung der Grundkenntnisse mit In-Situ- 

Messungen kombiniert, um die fehlenden Wissenslücken zu füllen und die Verknüpfung der einzelnen 

Forschungsaspekte zu ermöglichen. 

- 214 -

Dabei sind folgende Fragestellungen zu beantworten: 

1. Wie groß ist der Wirkungsbereich einzelner Fasern oder „Faserketten“? 

- 215 - 

D1 


2. Auf welchen grundlegenden physikalischen Eigenschaften beruht das Druck-Setzungs- 

Verhalten von Abfall (z. B. Materialbruch, viskoelastische Verformungen)? 

3. Wie ist der mehrdimensionale Verformungszustand von Abfall? 

Laboruntersuchungen: 

1. Ödometerversuche zur Bestimmung des E-Moduls, 

2. Durchlässigkeitsversuche bei unterschiedlichen Auflasten mit Hilfe modifizierter Ödometer, 

3. Zugversuche zur Bestimmung der Zugfestigkeitfestigkeit in großdimensionalem Zugkasten, 

4. Versuche zur dreidimensionalen Verformung mit einer Großtriaxialzelle. 

In-Situ-Untersuchungen: 

Die In-Situ-Messungen dienen der Ermittlung der dreidimensionalen Verformungen an Realbauwerken 

und der Erstellung einer Datenbank. Zur Beurteilung der Verformungen und zur Ermittlung 

des Spannungs-Verformungsverhaltens des Abfalls sollten die im Folgenden aufgeführten In-Situ- 

Messungen durchgeführt werden: 

1. Dreidimensionale Vermessung von Rohren in der Deponie (Teilprojekt C4), 

2. Inklinometervermessungen an vertikalen Rohren (z. B. Schächten), 

3. Hydrostatische Höhenvermessung von horizontal verlaufenden Rohren, 

4. Vermessung des Schurfs mit GPS und Laserscanner (Teilprojekt C4). 

Die In-Situ-Messungen wurden an der Deponie in Wolfsburg [HAARSTRICK et al. 2003], Göttingen/Deiderode 

sowie an einer weiteren Deponie, deren Betreiber um Anonymisierung gebeten hat, 

durchgeführt. Die dritte Deponie soll daher hier mit „A“ bezeichnet werden. 

Während der zweiten Phase konnte der Landkreis Göttingen als Betreiber der Zentraldeponie Deiderode 

für die Messungen an seiner Deponie gewonnen werden. Es konnten auf der Deponie In- 

Situ-Versuche zur hydraulischen Leitfähigkeit, zur Transportgeschwindigkeit, zu biochemischen 

Umsetzungsprozessen und zur Verformung des Abfallkörpers durchgeführt werden. Damit wurden 

wesentlich weitreichendere Messungen möglich, als dies anfangs geplant war (s. Ergebnisse und 

ihre Bedeutung). Diese Messungen wurden in das Messkonzept integriert und haben andere Messungen 

und Aufgaben zeitlich nach hinten verschoben oder gänzlich ersetzen können. 

Deponieemissionen 

Weiterhin sind die Emissionsmessungen, mit denen in der ersten Phase begonnen wurde - ausgeweitet 

auf die Zentraldeponie Göttingen/Deiderode - weitergeführt worden. Das Untersuchungsprogramm 

umfasst jetzt folgende Komponenten:

D1 


Labormessungen 

1. Messungen der gesättigten hydraulischen Leitfähigkeit bei unterschiedlichen Auflasten mit 

modifizierten Ödometern, 

2. Versuche zur Bestimmung des Oberflächenwasserabflusses bei unterschiedlich 

vorbehandelten und eingebauten Abfällen mit Hilfe einer selbst entwickelten Laboranlage. 

In-Situ-Messungen 

1. Sickerwasserabflussmessungen mit hoher räumlicher und zeitlicher Auflösung mit Hilfe der 

im Rahmen des SFB entwickelten Messgeräte, 

2. Bestimmung der Verlagerungsgeschwindigkeit im Abfall mit Hilfe von Tracerversuchen - 

Lithiumchlorid und Fluorescein (Teilprojekt B5). 


2.3.1 Emissionen 

Sickerwasserabfluss (In-situ) 

In der ersten Phase wurde ein Sickerwasserabflussmessgerät entwickelt und gebaut, das es ermöglicht, 

innerhalb der Sickerwasserleitungen von bereits bestehenden Deponien den Abfluss kleinräumig 

zu bestimmen. Das Verfahren ist in [COLLINS und ZIEHMANN 2000] und [ZIEHMANN 

und COLLINS 2000] ausführlich beschrieben. 

Mit Hilfe dieses Messgerätes können in Sickerwasserdränrohren an beliebigen Stellen Messungen 

vorgenommen werden. Hiermit können die zu untersuchenden Sickerwassereinzugsflächen F von 

ca. 7.500 bis 12.000 m² auf Werte bis zu 30 m² reduziert werden (Abb. 1). 

L 1 

L 2 

L 3 

F 2 

F 3 

B B 

F 1 F1 

Firstlinie Dränrohr 

Gefällerichtung Meßpunkt 

- 216 - 

Abfluß 

Abb. 1: Sickerwasserfassungssystem und Probenahmestellen zur Messung des engräumigen 

Sickerwasserabflusses 

F 2 

F3

3,5 

3 

2,5 

2 

1,5 

1 

0,5 

- 217 - 

D1 


Auf der Deponie A wurden Messungen zur Bestimmung des Sickerwasserabflusses mit dem neu 

entwickelten Gerät durchgeführt. Die dort dargestellten Messungen wurden in einem bereits oberflächenabgedeckten 

Bereich der Deponie durchgeführt. Die Oberflächenabdeckung besteht aus einer 

Kunststoffdichtungsbahn, die durch eine Schicht Bodenmaterial geringer hydraulischer Leitfähigkeit 

bedeckt ist. 

Die Annahme, dass die Sickerwasserspende nicht konstant über die Grundfläche von Deponien anfällt, 

konnte mit den Messungen bestätigt werden (Abb. 2). Anhand der durchgeführten Messungen 

konnten in einem speziellen Fall eine Leckage in der Oberflächenabdeckung festgestellt und lokalisiert 

werden. 

Im Bereich von 175 bis 225 m wurden anlässlich der Messung 4.00 deutlich erhöhte Sickerwasserspenden 

ermittelt. Daher wurde bei der nächsten Messung (9.00) das Messpunktraster verengt, um 

festzustellen, ob es sich um einen über eine große Rohrlänge erhöhten Zufluss oder um einen 

punktuellen Einfluss handelt. Die Messung mit verminderten Messpunktabständen wies auf einen 

punktuellen Zufluss hin. Nach Reparatur der Leckage traten bei Folgemessungen (11.12) im Bereich 

175 und 225 m keine auffälligen Sickerwasserabflüsse mehr auf. 

Das im Rahmen des SFB entwickelte Messgerät funktioniert seit Jahren einwandfrei und liefert 

zuverlässige Messergebnisse. Die ermittelten Daten dienen zum einen der Anlage einer Datenbank, 

mit deren Hilfe bereits vorhandene sowie die im SFB entwickelten Modelle (TP B5, B6 und D1) 

verbessert und verifiziert werden. Zum anderen wurde ein Messsystem geschaffen, welches es erlaubt, 

die Funktionsfähigkeit der Oberflächenabdeckungs- und Oberflächenabdichtungssysteme zu 

kontrollieren. 

SiWa-Spende [mm/d] 

SiWa-Spende 04.00 

Meßpunkte 04.00 

SiWa_Spende 09.00 


SiWa-Spende 11.02 


0 

0 50 100 150 200 250 300 350 

Rohrlänge [m] 

Abb. 2: Sickerwasserabfluss über die Länge eines Drainrohrs zu verschiedenen Zeitpunkten 

Basierend auf den Erkenntnissen dieser Messungen scheint es sinnvoll zu sein, nach der Aufbringung 

der Oberflächenabdeckung eine Kontrollmessung durchzuführen. Die Messung muss über 

einige Zeit turnusmäßig wiederholt werden, da die Fließgeschwindigkeit des Sickerwassers im Deponiekörper 

relativ gering ist. Wird für eine erste Abschätzung der Fließdauer die gesättigte hydraulische 

Leitfähigkeit von 10 -6 m/s (z. B. GDA-Empfehlung E 2-35) angesetzt und eine Deponie-

D1 


höhe von 40 m berücksichtigt, würde ein Wassertropfen an der Oberfläche erst nach ca. 450 Tagen 

im Entwässerungssystem ankommen. Umläufigkeiten und Kanäle, die im Abfall auftreten können 

und die zu erhöhten Fließgeschwindigkeiten führen („preferential flow“), sind bei dieser Betrachtung 

nicht berücksichtigt. 

Eine Fehlstelle in der Oberflächenabdeckung würde daher im ungünstigen Fall erst nach dem sich 

aus der oben beschriebenen Abschätzung ergebenden Zeitraum festgestellt werden können. Im gewählten 

Beispiel wäre deshalb eine Überwachung über mindestens 1,5 Jahre erforderlich. Um Einflussgrößen 

zu berücksichtigen, die auf den eingebauten Abfall, z. B. eine gering durchlässige Bodenschicht, 

oder des Entwässerungssystems zurückzuführen sind, sind zudem eine bzw. mehrere 

Messungen bereits während der Betriebsphase sinnvoll. 

Zu fortgeschrittenem Zeitpunkt in der Stilllegungs- und Nachsorgephase kann das räumlich auflösende 

Sickerwasserabflussmessgerät in Verbindung mit dem zeitlich auflösenden Sickerwasserabflussmessgerät 

(s.u.) eingesetzt werden. Unregelmäßigkeiten im Sickerwasserabfluss werden mit 

Hilfe des zeitlich auflösenden Sickerwasserabflussmessgerätes erfasst. Bei der Eingrenzung von 

Fehlstellen, z.B. in der Oberflächenabdichtung, wird dann das räumlich auflösende Sickerwasserabflussmessgerät, 

wie oben bereits beschrieben, eingesetzt. 

Für die Ermittlung des zeitlichen Sickerwasserabflusses kann als erste Näherung der Zulauf zur 

Sickerwasserkläranlage auf der Deponie verwendet werden. Ein gesicherter Rückschluss auf einzelne 

Sickerwasserrohre ist bei Deponien nicht möglich. Mit dem oben beschriebenen Messsystem 

kann die Sickerwasserspende räumlich bestimmt werden. Es eignet sich auf Grund des sehr hohen 

Zeit- und Personalaufwandes allerdings nicht für die permanente Sickerwasserabflussbestimmung 

mit hoher zeitlicher Auflösung. Es wurde deshalb ein weiteres Messgerät entwickelt, um an ausgesuchten 

Sickerwasserrohren den zeitlichen Verlauf des Sickerwasserabflusses zu messen. Die 

Funktion wird nachfolgend kurz erläutert (Abb. 3). 

Datenlogger 

Sickerwassereinlauf 

Datenlogger 

Messung LF und T 

Beruhigungsbecken 

- 218 - 

Druckaufnehmer 

Wehr 

Wasserauslauf 

Abb.3: Schematische Darstellung des Messgerätes zur Bestimmung des Sickerwasserabflusses mit 

hoher zeitlicher Auflösung 

Für die zeitlich auflösende Sickerwasserabflussmessung wird das Sickerwasserrohr eines Deponieabschnittes 

abgesperrt und das abfließende Sickerwasservolumen in das Messgerät eingeleitet. 

Beim Einlauf in das Messgerät wird die elektrische Leitfähigkeit bestimmt, um eine erste Information 

über die Qualität des Sickerwassers zu erhalten und eine zeitaufgelöste Veränderung, z. B. nach

- 219 - 

D1 


starken Regenereignissen, festzustellen. Anschließend durchfließt das Sickerwasser ein Beruhigungsbecken 

und danach das Überfallwehr, bevor es aus dem Messgerät ausfließt und ins Sickerwassersammelsystem 

zurückgeführt wird. Das Messprinzip basiert, wie auch beim Messgerät zur 

Bestimmung des Abflusses mit hoher räumlicher Auflösung auf einem Überfallwehr, jedoch wird 

hier die Aufstauhöhe vor dem Wehr mit einem Drucksensor, der die hydrostatische Druckhöhe des 

überstauenden Sickerwassers misst, bestimmt. Anhand von Kalibrierkurven kann mittels der hydrostatischen 

Druckhöhe auf das Abflussvolumen geschlossen werden. Sowohl der Druckaufnehmer 

als auch die Messsonde für die elektrische Leitfähigkeit sind an einen Datenlogger angeschlossen, 

der in 15 bzw. 30 Minuten Rhythmen die Messwerte aufzeichnet. Da das Messgerät zur Bestimmung 

des zeitlich aufgelösten Sickerwasserabflusses am Sickerwasserauslauf, d.h. in einem geschlossenen 

Raum, angebracht werden muss, musste es explosionsgeschützt konstruiert werden. 

Die Entwicklung wurde zu Beginn der zweiten Phase abgeschlossen, der Prototyp befindet sich seit 

November 2000 auf der Deponie A im Einsatz. Die Anzahl der Messgeräte auf der Deponie A 

wurde im Laufe der zweiten Phase auf vier gesteigert. Weiterhin wird mit einem Messgerät auf der 

Zentraldeponie Deiderode seit November 2002 gemessen. 

Der Sickerwasserabfluss ist im Kurzzeitbereich deutlichen Schwankungen unterworfen (Abb. 4). 

Über einen längeren Zeitraum lassen sich jedoch wieder eindeutige Beziehungen zwischen infiltrierten 

Niederschlägen und Sickerwasserabflussvolumina ermitteln. Beide Abbildungen stellen, wie 

im Abschnitt oben, Messungen an bereits oberflächenabgedeckten Bereichen der Deponie A dar. 

Die Oberflächenabdeckung wurde ca. 2 Monate vor Beginn der Messungen aufgebracht. In Abb. 5 

ist zu erkennen, wie die Sickerwasserabflussrate über die Zeit geringer wird. Sie sinkt von ca. 7 bis 

8 m³/d zu Beginn auf 2 bis 3 m³/d nach ca. 600 Tagen. Da die Oberflächenabdeckung nicht vollständig 

wasserdicht war (s.o.), konnte ein Teil des Niederschlages in den Deponiekörper eintreten 

und später als Sickerwasser wieder auszutreten. Dies erklärt, dass die Abflussraten nicht noch geringer 

sind. Bei der Langzeitbetrachtung bestätigt sich, wie bei der Abschätzung der Mindestüberwachungsdauer 

mit dem räumlich auflösenden Sickerwasserabflussmessgerät angenommen, dass 

ein Messzeitraum von 1 bis 2 Jahren nicht unterschritten werden sollte. 

Abfluß [l/min] 

10,0 

8,0 

6,0 

4,0 

2,0 

Abfluß [l/min] 

0,0 

200 210 

Versuchsdauer [d] 

220 

0,0 

0 100 200 300 

Versuchsdauer [d] 

Abb. 4: Sickerwasserabfluss eines Drainrohrs der Deponie A über die ersten 300 Messtage 

4,0 

3,0 

2,0 

1,0

Kumuliertes Abflussvolumen [m³] 

D1 


3500 

3000 

2500 

2000 

1500 

1000 

500 

6,72m³/d 

0,56 mm 

8,04m³/d 

0,67 mm 

4,5m³/d 

0,38 mm 

3,17m³/d 

0,25 mm 

Mit 

Oberflächenabdeckung 

3,04m³/d 

0,25 mm 

2,4m³/d 

0,20 mm 

7,8m³/d 

0,65 mm 

3,04m³/d 

0,25 mm 

0 

0 100 200 300 400 500 600 700 800 

Versuchstage 

Abb. 5: Kumulierter Sickerwasserabfluss eines Sickerwasserrohres der Deponie A (selbes Rohr 

wie in Abb. 4.) 

Etwa 600 Tage nach Messbeginn wurde die Oberflächenabdeckung wieder entfernt und mit der 

Abfalleinlagerung fortgefahren. Ab diesem Zeitpunkt steigt die Sickerwasserabflussrate wieder an. 

Etwa 50 Tage nach Aufnehmen der Oberflächenabdeckung ist bereits wieder eine Rate von ca. 5 

m³/d erreicht. Auffällig ist auch der Bereich zwischen dem 350. und 380. Versuchstag, an dem die 

Abflussrate auf ca. 8 m³/d ansteigt. Die hohen Abflussraten korrelieren mit starken Niederschlägen 

in dieser Zeitspanne. Aufgrund der Oberflächenabdeckung sollte jedoch kein derart starker Effekt 

im Sickerwasserabfluss vorhanden sein. Die verminderte elektrische Leitfähigkeit während dieser 

Zeit ließ auf einen Frischwasserzutritt schließen. Deshalb wurde abermals in Zusammenarbeit mit 

dem Deponiebetreiber nach einer möglichen Fehlerquelle gesucht. Auch in diesem Fall war die 

Fehlerquelle konstruktiver Natur. Aufgrund von Bauarbeiten konnte aus einem noch nicht verfüllten 

Deponieabschnitt sauberes Wasser in das Sickerwassersammelsystem eintreten. Dieser Mangel 

wurde behoben und die Sickerwasserabflussraten gingen auf vorheriges Niveau zurück. 

Wie die In-Situ-Messungen zu den Sickerwasseremissionen gezeigt haben, ist ein Monitoring des 

Deponiekörpers zwingend erforderlich. Nach heutigem Wissensstand ist eine kontinuierliche 

Überwachung einzelner Sickerwasserrohre notwendig, da der Zulauf in die Speicherbecken der 

Kläranlagen keinen hinreichenden Aufschluss über den Zustand des Deponiekörpers und seiner 

Sicherungsbauwerke erlaubt. Die kontinuierliche Sickerwasserabflussmessung muss daher langfristig 

durchgeführt werden. Die Messungen des Sickerwasserabflusses innerhalb der Sickerwasserleitungen 

(räumliche Auflösung des Sickerwasserabflusses) sind hingegen nur in der ersten Zeit 

nach der Aufbringung der Oberflächenabdeckung erforderlich, um Fehlstellen in den Abdichtungssystemen 

festzustellen und, wenn möglich, zu lokalisieren. Im weiteren Verlauf der Phase der Stillegung 

bzw. Nachsorge ist eine Kombination der beiden Sickerwasserabflussmessgeräte sinnvoll. 

Die Werte der Sickerwasserabflussmessungen der Deponie Deiderode wurden auch zur Überprüfung 

des Wasserhaushaltsmodells EWA herangezogen, wobei die Wassergehaltsänderungen im 

- 220 - 

3,4m³/d 

0,28 mm 

1,85m³/d 

0,15 mm 

Entfernung der Oberflächenabdeckung 

Ohne 

Oberflächenabdeckung 

2,6m³/d 

0,22 mm 

4,94m³/d 

0,41 mm

- 221 - 

D1 


Abfall aufgrund von biologischen Umsetzungsprozessen noch nicht in die Berechnungen eingegangen 

sind. Die Berechnungen zeigen, dass der Verlauf des Sickerwasserabflusses mit den gewählten 

Berechnungsansätzen gut wiedergegeben werden kann, während bei den Absolutwerten z.T. erhebliche 

Abweichungen ermittelt wurden. Die Ursache hierfür ist darin zu sehen, dass sich bei der 

kleinräumigen Ermittlung des Sickerwasserabflusses ein Fremdzutritt von Oberflächenwasser in die 

Dränage besonders stark bemerkbar macht. Die Ergebnisse zeigen aber auch, dass der Verlauf des 

Sickerwasserabflusses vor allem durch die klimatische Wasserbilanz und die Infiltration in den Abfallkörper 

geprägt wird. Die weiteren physikalischen Eigenschaften des Abfalls (z.B. hydraulische 

Leitfähigkeit, Speicherungsvermögen) wirken sich im vorliegenden Deponieabschnitt vor allem nur 

auf die zeitliche Verzögerung von Abflussspitzen aus. 

Tracerversuche (in-Situ) 

Zur Bestimmung der Verweildauer des Wassers im Deponiekörper wurde am Schurf die Möglichkeit 

geschaffen, Tracerversuche durchzuführen. Als Tracer kommen dabei im ersten Schritt Lithiumchlorid 

und Fluorescein zum Einsatz. Die Tracersubstanzen werden als konzentrierte Lösung 

in der Tracerrinne an der Abfalloberfläche verteilt und können in den Abfallkörper infiltrieren. Die 

Verlagerung des Tracers im Abfall erfolgt infolge der Schwerkraft sowie durch die natürlichen Niederschlagsereignisse. 

Eine erste Indikation über die Transportgeschwindigkeit ist über die quasikontinuierlich 

aufzeichnenden CCD-Kameras gegeben, die in den Messrohren installiert wurden. 

Durch die Anordnung der Messrohre über die Höhe kann ein vertikaler Fortschritt des Tracers aufgelöst 

über die Zeit dargestellt werden. Während des ersten durchgeführten Tracerversuches konnte 

kein Fluorescein mit Hilfe der CCD-Kamera am Ende der Messrohre detektiert werden. Nachdem 

bereits bei Versuchsbeginn nicht ausgeschlossen werden konnte, dass ein Umströmen der Messrohre 

im Abfall erfolgen kann, wurde ein zusätzliches Messsystem am Auslauf des Sickerwasserrohres 

unterhalb des Schurfes installiert. Das an den Messrohren vorbeifließende Sickerwasser mit 

den Tracern wird an der Deponiebasis im Entwässerungssystem gesammelt und über die Drainleitung 

abgeführt. Deshalb wurde am Auslauf des Sickerwasserabflussmessgerätes zusätzlich eine 

Photodiode installiert, deren Messdaten in 15 Minuten-Rhythmen auf einem Datenlogger abgelegt 

werden. Als zweiter Indikator soll zukünftig Lithiumchlorid eingesetzt werden. Dieses lagert sich 

im Gegenteil zum Fluorescein nicht an der Abfallmatrix an und wird auch nicht biologisch abgebaut. 

Die über die Höhe verteilten Messrohre sind daher so groß gewählt, dass auf diesem Wege 

Feststoffproben aus dem Abfallkörper entnommen werden können, um das in der Feststoffphase 

enthaltene Lithiumchlorid zu bestimmen. Die Details der ersten Tracerversuche sind in TP B5 zusammengefasst. 

Wie bereits im Abschnitt Sickerwasserabfluss sowie im obigen Abschnitt über die Tracerversuche 

erwähnt, wird auch auf der Zentraldeponie Deiderode der Sickerwasserabfluss einzelner Drainleitungen 

kontinuierlich mit einem zusätzlichen Messgerät aufgezeichnet. Auf die Messung innerhalb 

der Drainleitungen wurde verzichtet, da das Studium der Videos aus den Kamerabefahrungen der 

Sickerwasserleitungen zeigte, dass über die gesamte Leitungslänge kein Wasser zufließt. Lediglich 

auf den letzten ca. 2 m vor dem Tunnelbauwerk, in das die Sickerwasserleitungen eindringen, fließt 

das gesamte Sickerwasser aus dem zugehörigen Abschnitt der Entwässerungsschicht zu. 

Ödometerversuche (Labor) 

Die Verlagerung von Wasser im Deponiekörper ist unter anderem von der Lagerungsdichte des 

Abfalls abhängig und diese wiederum von der Einbaudichte. Des Weiteren verändert sich die Lagerungsdichte 

im Laufe der Zeit mit zunehmender Setzung des Abfallkörpers, z. B. aufgrund weiterer 

Erhöhung der Auflast oder aufgrund langfristiger Setzungsprozesse. Um den Einfluss dieser Kenn-

D1 


größen auf die Wasserwegigkeit zu ermitteln, wurden Anfang 2003 drei weitere Ödometer � 23 cm 

so gebaut, dass die hydraulische Leitfähigkeit eines Abfalls unter Variation der Abfallauflast und 

damit der Lagerungsdichte bestimmt werden kann. Die ersten Versuche an vorbehandelten Abfällen 

zeigen, dass auch bei Abfällen, die mit Proctordichte und zugehörendendem Wassergehalt eingebaut 

werden bereits bei einer Belastung von 35 kN/m 2 eine Reduktion der gesättigten hydraulischen 

Leitfähigkeit um eine Zehnerpotenz erreicht werden kann. In den zurzeit laufenden Versuchen werden 

die Abfallmaterialien aus Göttingen in den Ödometern untersucht, um den Einfluss der ermittelten 

Lagerungsdichten auf die hydraulische Leitfähigkeit zu ermitteln. 

2.3.2 Mechanisches Verhalten 

Die Untersuchungen zum mechanischen Verhalten untergliedern sich in zwei Teile, die Laborversuche 

und die In-Situ-Versuche. Die Laborversuche dienen der Grundlagenermittlung und des physikalischen 

Verständnisses von Abfallkörpern und Deponien, die In-Situ-Messungen der Verifizierung 

der Ergebnisse aus den Laborversuchen sowie den daraus entwickelten Modellen. Weiterhin 

bilden Sie die Datenbasis der an den Realbauwerken gemessenen Größen. Da die Messungen der 

Deponiebetreiber im Rahmen der Eigen- und Fremdkontrolle oft nur unzureichend ausgeführt werden 

und das ermittelte Datenmaterial oftmals nicht für die Öffentlichkeit freigegeben wird [s. z.B. 

JESSBERGER et al. 1995, KÜHLE-WEIDEMEIER und DOEDENS 2003], war es zwingend erforderlich, 

mit den Vorbereitungen zu den In-Situ-Messungen zügig zu beginnen. 

Verformungsmessungen mit einem Inklinometer (in-Situ) 

Ein Teil der In-Situ-Messungen sollten vom TP C4 mit dem im Rahmen des SFB entwickelten 3 D- 

Inertialmesssystems durchgeführt werden. Diese Messungen sind nicht Bestandteil dieses Berichtes. 

Diesbezüglich wird auf den Ergebnisbericht des TP C4 verwiesen. Als zweite In-Situ-Messung war 

die Messung der horizontalen Verformung des Deponiekörpers in vertikalen Bohrungen und 

Schächten mit Hilfe eines Inklinometers vorgesehen. Die handelsüblichen Präzisionsinklinometer 

ermöglichen eine hohe Messgenauigkeit, sind aber für den Einsatz auf Deponien nicht geeignet. 

Diese Geräte sollten daher in Zusammenarbeit mit dem Gerätehersteller an die Randbedingungen 

auf Deponien angepasst werden. Dies gestaltete sich aber derart kostenintensiv, dass von einer Zusammenarbeit 

mit einem Gerätehersteller Abstand genommen und stattdessen ein Messgerät in Eigenarbeit 

entwickelt wurde. 

Das Inklinometer besteht aus einem 400 mm langen V2a-Stahlzylinder (Durchmesser 175 mm), an 

dessen Ober- und Unterseite eine Zentriereinrichtung angebracht ist (Abb. 6). Im Inneren der Sonde 

sind ein Neigungssensor und ein Drehratensensor untergebracht. Hier werden die Rohrneigung und 

die Sondenverdrehung bestimmt. Die Datenübertragung und Spannungsversorgung erfolgt über ein 

Kabel, das speziell den Milieubedingungen von Deponien angepasst ist. Mit der pneumatisch betriebenen 

Zentriervorrichtung kann die Sonde im Rohr zentriert werden (Messposition). Durch Umkehren 

der Kolbenstellung werden die Zentrierelemente angelegt und die Sonde kann an einem 

Stahlkabel abgelassen oder hochgezogen werden. Die vertikale Position der Sonde wird über einen 

hochgenauen Kabellängenzähler außerhalb des Rohres bestimmt. Zusätzlich zum Kabel werden 

zwei Schläuche für die Druckluftsteuerung der Kolben herabgeführt. 

- 222 -

Drehratensensor 

Neigungssensor 

Zylinder 

Kolben 

Zuluft 

Zentriervorrichtung 

Abb. 6: Aufbau des Inklinometers. 

Links: Messposition (Inklinometer im Rohr zentriert), rechts: Abteufzustand 

- 223 - 

D1 


Da die Sonde komplett neu entwickelt wurde, waren zeitliche Verzögerungen nicht zu vermeiden. 

Beim Bau der Sonde bereitete die Implementierung des Drehratensensors die größten Schwierigkeiten. 

Drehratensensoren werden hauptsächlich im Automobilbau und in verschiedenen Waffensystemen 

zur Steuerung verwendet. Einen Markt für Kleinabnehmer existiert somit nicht, so dass es 

mehrere Monate dauerte, einen geeigneten Drehratensensor zu beschaffen. Ein Programm zum 

Auslesen des Drehratensensors konnte nicht mitgeliefert werden, so dass die Software entwickelt 

werden musste. Weitere Probleme entstanden bei der Stromversorgung und der Hardware des Drehratensensors. 

Der Sensor kann nicht ohne weiteres an eine normale Schnittstelle von Rechnern angeschlossen 

werden. Hierfür wurde ein spezieller Adapter benötigt. Die Stromversorgung kann 

nicht über die selbe Schnittstelle erfolgen, da der Drehratensensor zum einen eine Spannung von 5 

Volt mit einer Toleranz von ± 0,1 Volt, benötigt (die Schwankungen des Adapters sind zu groß), 

zum anderen ist beim Einschalten ein langsamer Anstieg auf die Betriebsspannung nötig, um das 

Gerät nicht zu beschädigen. Gelöst wurde dies, indem dem Sensor ein Bauteil vorgeschaltet wurde, 

das die Spannung in Form einer Rampe ansteigen lässt. 

Erst Ende 2002 konnten in umfangreichen Versuchen im Labormaßstab die Grundparameter des 

Meßsystems ermittelt werden. Zusätzlich wurde an der Fassade des Leichtweiß-Instituts eine 22 

Meter lange Versuchsstrecke angebracht, die horizontal verformt werden kann. Die ersten Versuche 

zeigen die Reproduzierbarkeit der Messdaten und die generelle Eignung des Inklinometers, Neigungen 

von senkrechten Rohren zu bestimmen. Der Bogen der Versuchsstrecke konnte mit dem 

Inklinometer gut abgebildet werden. 

Die noch bestehenden Probleme bei längerem Einsatz des Messsystems, die auf Spannungsschwankungen 

zurückzuführen sind, werden zur Zeit behoben, so dass im Herbst diesen Jahres mit Messungen 

auf Deponien begonnen werden kann. 

Zugversuche (Labor) 

Aufgrund der sehr zeitintensiven Entwicklung des Inklinometers, der Probleme bei der Installation

D1 


der Großtriaxialzelle (s.u.) sowie der zusätzlichen, nicht geplanten In-Situ-Versuche auf der Zentraldeponie 

Göttingen Deiderode, die im Folgenden beschrieben werden, wurde der im Antrag geplante 

Umbau des Zugversuchstandes in die 3. Phase verschoben. 

Diverse Untersuchungen am Schurf der Zentraldeponie Göttingen Deiderode (In-Situ) 

Auf der Zentraldeponie Göttingen Deiderode ergab sich die Möglichkeit, einen Schurf im Deponiekörper 

anzulegen und dort weitreichende In-Situ-Messungen durchzuführen. Es wurde ein ca. 10 m 

hoher und 10 m breiter Schurf (Abb. 7 und 8) in die Böschung des Polders 4 der Deponie gegraben. 

Insgesamt wurden ca. 750 m³ Abfall in den Neukörper umgelagert. Während der Aushubarbeiten 

wurden in vier Etagen jeweils zwei parallele Messstellen mit PE-HD-Rohren an der Wand des 

Schurfes angebracht. Die Rohre ragen ca. 4 bis 5 m in den Deponiekörper hinein und dienen u.a. 

der Vermessung der vertikalen Verformung des Deponiekörpers, der Bestimmung der Gaszusammensetzung 

und für Tracerversuche. 

Abb. 7: Skizze des Schurfes auf der Zentraldeponie Deiderode 

- 224 - 

Rinne für Tracerversuche 

Messrohr 

ca. ca. ca. 10 10 10 mm 

m 

ca. 10 m 

Abb. 8: Foto des Schurfes auf der Zentraldeponie Deiderode zum Zeitpunkt der Berichterstellung

- 225 - 

D1 


Während der Aushubarbeiten wurden Proben entnommen, um den Abfall zu klassifizieren und die 

Lagerungsdichte zu bestimmen. Der Abfall des Schurfes wurde in 2,5-m-Schritten über die Höhe 

klassifiziert. Die Klassifizierung gemäß GDA-Empfehlung E 1-7 bildet zum einen die Grundlage 

für die Beurteilung des mechanischen Verhaltens des Abfallkörpers, da z.B. faserige und flächige 

Anteile Zugspannungen aufnehmen können und damit zu einer Erhöhung der Gesamtfestigkeit beitragen 

[KOCKEL 1995 und COLLINS et al. 1997]. Die ermittelten Zusammensetzungen dienten 

hier zum einen der Abschätzung der Standsicherheit der Böschung und zum anderen als Grunddaten 

für die Versuche zum mechanischen Verhalten, die im Labor durchgeführt werden. Zusätzlich 

diente die Klassifizierung der Bestimmung der chemischen Zusammensetzung des Abfalls. Die biochemischen 

Analysen wurden vom TP B5 durchgeführt und sind maßgeblich erforderlich für die 

Modellierung der biochemischen Umsetzungsreaktionen und deren Auswirkungen. 

Bestimmung der Lagerungsdichte (in-Situ) 

Eine wichtige Eingangsgröße für die Modelle der TP B5 und B6 sowie für alle mechanischen Versuche 

ist die Lagerungsdichte der Abfälle, da diese die physikalischen Eigenschaften direkt beeinflusst. 

Aufgrund der mit der Abfallüberlagerung verbundenen Setzungsprozesse muss theoretisch 

die Lagerungsdichte mit der Tiefe ansteigen. Jedoch stellten [WIEMER 1982 und SPILLMANN 

1988] fest, dass eine geringe Verdichtung während des Einbaus nicht durch Setzungsprozesse ausgeglichen 

werden kann. Da der Aufbau des Deponiekörpers von unten nach oben auch eine zeitliche 

Komponente besitzt, können unterschiedliche Verdichtungen oder gar unterschiedliche Abfallzusammensetzungen, 

die ebenfalls zu unterschiedlichen Lagerungsdichten führen, vorliegen. Um 

festzustellen, wie sich die Lagerungsdichte über die Deponiehöhe verändert, wurden über die Höhe 

des Schurfes ca. alle 2,5 m Proben entnommen. Die Proben wurden mit dem Bagger ausgehoben 

und auf einen LKW verladen und die Masse des Abfalls mittels der Deponiewaage bestimmt. Das 

ausgehobene Volumen wurde vor und nach dem Aushub vom TP C4 mit Laserscannern und mit 

GPS-Systemen vermessen. Jede Dichtebestimmung umfasste ein Abfallvolumen von ca. 15 m³. 

Die Messungen zeigen, dass die Lagerungsdichte bereits bei geringer Erhöhung der überlagernden 

Abfallauflast über die Tiefe (Abb. 9) signifikant zunimmt. Dies steht im Widerspruch zu ersten 

Vermutungen sowie den Messungen von [WIEMER 1982], der in seinen Untersuchungen tendenziell 

keine Erhöhung der Lagerungsdichte (Feuchtdichte) festgestellt hatte, wobei die Ergebnisse für 

die einzelnen Tiefen um bis zu 100 % variierten. Die Lagerungsdichte auf der Zentraldeponie Deiderode 

steigt hingegen über eine Höhe von nur etwa 4 m, das einer Auflasterhöhung von ca. 45 kN 

entspricht, sprunghaft um 29 % von 0,88 t/m³ (TS) auf 1,14 t/m³ (TS). Eine solch starke Erhöhung 

bezogen auf die geringe Auflasterhöhung kann nicht aus den Erfahrungen, die in den Ödometerversuchen 

gesammelt wurden (s.u.) hergeleitet werden. Wird die Erhöhung der Lagerungsdichte jedoch 

mit den bei [GERTLOFF 1996] angegebenen Daten berechnet, so ergibt sich für über eine ähnliche 

Tiefendifferenz von ca. 4 m (5,8 m bis 10,5 m) ebenfalls eine signifikante Erhöhung um 15,7 %. 

Bestimmung der Lagerungsdichte mit Ödometern (Labor) 

Um den Langzeiteinfluss geringer Auflasten zu überprüfen werden Langzeitversuche im Ödometer 

mit dem Abfall aus den bei der Erstellung des Schurfes entnommen Rückstellproben durchgeführt. 

Die Ergebnisse der ersten Versuche werden im Zusammenhang mit den durchgeführten Setzungsmessungen 

beschrieben. Zusammenfassend kann an dieser Stelle jedoch schon festgehalten werden, 

dass die Versuche die In-Situ gemessenen Werten bestätigen.

D1 


Höhe über UK Schurf [m] 

5 bis 7,5 

2,5 bis 5 

0 bis 2,5 

Dichte [t/m³] 

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 1,80 

Abb. 9: Lagerungsdichte über die Tiefe des Schurfes 

- 226 - 

Dichte FS 

Dichte TS 

Bestimmung vertikaler Bewegungen im Deponiekörper mit Hilfe der hydrostatische 

Höhenvermessung (in-Situ) 

Die Wand des Schurfes wurde, wie bereits beschrieben, in vier Höhenlagen mit jeweils zwei Messstellen 

mit Messrohren versehen. Pro Messstelle wurden zwei Messrohre eingebracht. In das erste 

Messrohr wurden die kontinuierlich arbeitenden Messgeräte des TP B5 eingebracht, das zweite 

Messrohr dient der Höhenvermessung der Rohre, d.h. der Bestimmung der vertikalen Verformung 

über die Länge (bzw. über den Abstand des Messpunktes zur Schurfböschung). Als Messsystem zur 

Bestimmung der vertikalen Bewegungen des Deponiekörpers wird die hydrostatische Höhenvermessung 

eingesetzt. 

Um Informationen über die 3-D-Verformung der Schurfwand sowie der seitlichen Schurfböschungen 

zu erhalten, wurden in die Wand sowie in die Oberfläche der Seitenböschung 80 cm lange 

Messanker eingebracht. Auf den Messankern wurden Messpegel installiert, die in ca. 8-wöchigem 

Rhythmus terrestrisch durch das TP C4 dreidimensional vermessen werden. Zusätzlich dienen die 

Messungen der Endpunkte der Messrohre als Indikatoren für die Verformung der Schurfwand. In 

regelmäßigen, größeren Abständen wird weiterhin der gesamte Polder mit einem RTK GPS-System 

vermessen. 

Die hydrostatische Höhenvermessung der Rohre weist an der Schurfkante eine vertikale Verformung 

von ca. 0,8 cm pro Monat für den Zeitraum zwischen August und November 2002 auf, die in 

den folgenden Monaten bis Mai 2003 deutlich auf ca. 0,3 cm pro Monat abnimmt (Abb. 10). 

Das Messrohr 1 liegt in der obersten Messrohrlage, d.h. ca. 2 m unterhalb der Schurfoberkante. Die 

terrestrische Vermessung der Messanker an der Schurfoberkante bestätigt die Größenordnung der 

Setzungen (Abb. 11).

Höhe NN [m] 

258,55 

258,50 

258,45 

258,40 

258,35 

258,30 

258,25 

258,20 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 

Entfernung von Schurfkante [cm] 

- 227 - 

D1 


Abb. 10: Ergebnisse der Hydrostatischen Höhenvermessung in den Messrohren des Schurfes auf 

der Zentraldeponie Deiderode 

[m] 

+0,020 

+0,000 

-0,020 

-0,040 

-0,060 

-0,080 

-0,100 

-0,120 

Rohr 1 27.05.03 

Rohr 1 07.11.02 

Rohr 1 08.10.02 

Rohr 1 01.08.02 

Punkt 47 Oben 

2001 11 29 2002 02 13 2002 06 03 2002 10 10 2003 06 04 

Punkt 47 X 

Punkt 47 Y 

Punkt 47 H 

Abb. 11: Dreidimensionale Lageveränderung des Messankers 47 am oberen Rand des Schurfes. 

Die Erstmessung erfolgte am 5.11.01. 

X und Y: Orthogonale Koordinaten im lokalen Koordinatensystem; H: Höhenkoordinate

D1 


Die Messungen weisen für einen Zeitraum von ca. einem Jahr eine Setzung von ca. 8 cm auf. Auffällig 

ist der nicht stetig verlaufende Anstieg der Setzungen. Sie steigen von Anfang bis Ende November 

2001 von Null auf 2 cm, was zum großen Teil auf den Aushub und die damit verbundene 

Entspannung zurückzuführen ist. Über den Winter ist kein Anstieg der Setzungen zu beobachten. 

Sie steigen jedoch wieder deutlich im Verlaufe des Frühjahres an und steigen weiter über die 

feuchte Jahreszeit bis zum Oktober 2002. In diesem Zeitraum (6 bis 10/02) betragen die Setzungen 

wie bei den Messrohren im ähnlichen Zeitraum ca. 1 cm pro Monat. Die Setzungen werden anscheinend 

durch äußere Einflüsse, wie z. B. Niederschlagsintensitäten und Wassertransport, beeinflusst. 

Bestimmung des Einfluss der Wasserverlagerung auf das Setzungsverhaltens in Ödometern 

(Labor) 

Um den Einfluss der Wasserverlagerung auf das Setzungsverhaltens zu klären, wurde mit der 

Durchführung von Laborversuchen begonnen. In einem ersten Schritt wurde die Fraktion < 40 mm 

des Abfalls aus den Rückstellproben des Schurfes (7 m Tiefe) in Ödometer (� 23 cm) eingebaut 

und die Setzungen beobachtet sowie die Lagerungsdichten errechnet. Die Einbaudichte entsprach 

der In-Situ gemessenen Lagerungsdichte in der obersten Schicht von 0,65 t/m³ (TS). Das Ödometer 

1 wurde über eine Dauer von ca. 500 Stunden konstant mit einer Last von 60 kN/m² belastet, während 

im Ödometer 2 nach ca. 100 Stunden die Last auf 120 kN/m² gesteigert wurde. Bei beiden 

Ödometern ist eine signifikante Erhöhung der Lagerungsdichte (Trockendichte) feststellbar. Beim 

Ödometer 1 steigt der Wert um 41,3 % von 0,65 t/m³ auf 0,91 t/m³; beim Ödometer 2 steigt der 

Wert während der ersten Laststufe (60 kN/m²) um 39,2 % und in der zweiten Laststufe um weitere 

13,4 % auf 1,02 t/m³. Zusätzlich wurde in den Versuchen der Einfluss der Wasserverlagerung betrachtet. 

So wurde nach 366 h und nach 382 h die Probe mit Wasser überstaut. Das Wasser konnte 

durch die Probe fließen und unterhalb der Probe frei abfließen. Dabei zeigte sich, wie bereits in den 

In-Situ-Messungen beobachtet, dass die Setzungsgeschwindigkeit durch die Wasserverlagerung 

erhöht wird. Im Beispiel in Abb. 12 war die Setzungsgeschwindigkeit nach 366 Stunden auf 0,04 % 

der Ausgangshöhe innerhalb von 24 Stunden abgesunken. Nach der Wasserzugabe steigt die Setzungsgeschwindigkeit 

auf 0,89 % an, um nach einem Tag wieder auf ein geringeres Niveau abzusinken. 

Der gleiche Effekt tritt auch während der zweiten Wasserzugabe nach 382 Stunden auf (bei 

der angegebenen Setzungsgeschwindigkeit ist die unterschiedliche Zeitdauer zu beachten, so dass 

die Werte aus der ersten und zweiten Wasserzugabe nicht direkt miteinander verglichen werden 

können). Die Vermutung, dass die äußeren Bedingungen einen Einfluss auf die Setzungen haben, 

konnte mit den Versuchen daher bestätigt werden. Für gesicherte Aussagen zu den physikalischen 

Hintergründen dieses Effektes ist es aber noch zu früh. Hierzu werden zurzeit weitergehende Versuche 

mit verschiedenartigen Abfällen durchgeführt. 

- 228 -

Setzung pro 24h bezogen auf Ausgangshöhe [%] 

3,0 

2,5 

2,0 

1,5 

1,0 

0,5 

0,0 

120 69 29 14 7 4 

2,23 

- 229 - 

D1 


Abb. 12: Setzungsgeschwindigkeit bei Langzeitversuchen im Ödometer � 23 cm unter geringen 

Auflasten (60 kN/m²) und unter Einfluss von Wasserzugabe 

Verglichen mit Daten aus der Literatur bzw. aus der eigenen Projekterfahrung bewegen sich die 

Setzungen im unteren bis üblichen Bereich für bereits abgeschlossene Deponiefelder. Dies ist maßgeblich 

auf zwei Einflüsse zurückzuführen. Zum einen wurde ein Teil des untersuchten Abfalls 

schon zweimal aufgenommen und umgelagert, so dass hier ein verstärkter Abbau der organischen 

Substanz stattgefunden hat. Zum anderen wurde der Abfall mehrfach eingebaut und offensichtlich 

gut verdichtet, so dass in dem Deponieabschnitt bereits eine hohe Trockendichte (s.o.), d.h. ein geringes 

Porenvolumen, vorliegt. Die Setzungen fallen daher geringer aus als bei geringer verdichteten 

frischen Abfällen. Dennoch betragen die Setzungen auch 8 Jahre nach Abschluss des Deponiefeldes 

noch ca. 10 cm im Jahr, was einen Hinweis auf die Überwachungsdauer von Deponiebauwerken 

erlaubt. 

Parallel zu den In-Situ-Versuchen wurde mit den Laborversuchen begonnen. Dabei waren - nach 

der Verschiebung der Ermittlung der Zugzone in die dritte Phase (aufgrund der Eigenentwicklung 

des Inklinometers, s. o.) - im Wesentlichen die Ermittlung der grundlegenden physikalischen Eigenschaften 

des Drucksetzungsverhaltens sowie des mehrdimensionalen Verformungszustandes von 

Abfallkörpern die zentralen Fragestellungen. 

Bestimmung von eindimensionalen Verformungen mit Ödometern (Labor) 

0,60 

0,12 0,15 

0,08 0,10 0,05 0,04 

Mit der Grundlagenermittlung zum eindimensionalen Verformungsverhalten wurde bereits 1998 

parallel zur ersten Phase des SFB begonnen. Dazu wurden Ödometer mit einem Durchmesser von 

23 cm konstruiert und betrieben. Weiterhin wurden Versuche in bereits am Leichtweiß-Institut 

existierenden Ödometern mit einem Durchmesser von 10 cm und 60 cm durchgeführt. Die Versuche 

wurden parallel auch während der zweiten Phase fortgeführt. Die Ergebnisse sind in 

[ZIEHMANN 2002] ausführlich beschrieben und sollen an dieser Stelle auszugsweise kurz zusammengestellt 

werden: 

� Einen entscheidenden Anteil an dem – im Vergleich zu Böden – deutlich unterschiedlichen 

Setzungsverhalten von Abfällen besitzt die erstmalig nachgewiesene auflastabhängige nichtvolumenkonstante 

Verformung fester Bestandteile (NVV). Sie tritt u.a. in der Stoffgruppe der 

nativen Organik auf. Sie kann in zwei unterschiedliche Wirkmechanismen unterteilt werden: 

0,89 

0,45 

0,11 

0,59 

0,11 

0,05 

0,07-0,13 0,07-0,13 

0,13-0,25 0,13-0,25 

0,25-0,5 0,25-0,5 

0,5-1 0,5-1 

1-2 1-2 

2-4 2-4 

4-8 4-8 

8-24 8-24 

24-75 24-75 

75-120 75-120 

120-145 120-145 

145-201 145-201 

201-221 201-221 

221-366 221-366 

366-367 366-367 

367-368 367-368 

368-382 368-382 

382-392 382-392 

392-410 392-410 

410-504 410-504 

Zeit [h] 

1. Wasserzugabe 

2. Wasserzugabe

D1 


� NVV unter Verringerung (Kompression) des innenliegenden, verschlossenen 

Luftporenvolumens und 

� NVV unter der Öffnung des verschlossenen Luftporenvolumens. 

� Die nicht-volumenkonstante Verformung unter Öffnung des verschlossenen Luftporenvolumens 

führt zu einer bleibenden Erhöhung der Materialdichte. Selbst bei mechanisch-biologisch 

behandeltem Abfall (geringer Anteil nativ organischer Substanz) beträgt der Anteil der 

NVV bis zu 30% der Gesamtsetzung. Er ist damit bei den durchgeführten Versuchen ähnlich 

groß wie der Anteil, der aus der Konsolidation (Austritt von Wasser) resultiert. 

� Es wurde gezeigt, dass die nicht-volumenkonstante Verformung fester Bestandteile im Abfall 

zu einem nicht-bodenähnlichen Verhalten des Abfalls führt. Die bisher übliche Vorgehensweise 

der Übertragung von Theorien aus der Bodenmechanik auf das mechanische Verhalten 

von Abfällen ist daher nicht zulässig. 

� Die in der Bodenmechanik häufig übliche (und dort meist auch zulässige) Mehrfachverwendung 

von Materialien in Laborversuchen ist für die Untersuchung an Abfällen oft nicht zulässig. 

Da ein Teil der Zerstörung der Bestandteile bereits bei der Verdichtung erfolgt, ist die 

Mehrfachverwendung auch in anderen Versuchen, bei denen eine Verdichtungsarbeit aufgebracht 

wird, ausgeschlossen. 

� Einen weiteren entscheidenden Einfluss auf das Setzungsverhalten von Abfallkörpern übt die 

unterschiedliche Verformbarkeit von Bestandteilen mit gleichem Steifemodul aber anderer 

Stückform aus, die in bodenmechanischen Theorien ebenfalls nicht berücksichtigt wird. Erste 

Versuche wurden mit der Stoffgruppe des weichen Kunststoffes durchgeführt. Diese Versuche 

haben gezeigt, dass dieser Einfluss bei geringen Auflasten sehr klein ist, bei großen Auflasten 

jedoch eine entscheidende Größenordnung besitzt, die bei Setzungsprognosen berücksichtigt 

werden muss. 

� Da sich die Randbedingungen im Labor mit der Probengröße und Geräteabmessung ändern 

und diese sich wiederum von denen In-Situ unterscheiden, ist es erforderlich, den Einfluss der 

Randbedingungen zu kennen. Da sich das mechanische Verhalten von Abfällen von dem des 

Bodens unterscheidet und die Stückgröße von Abfällen eine Untersuchung in bodenmechanischen 

Ödometern nicht zulässt, wurden erste Versuche durchgeführt, um den Einfluss der 

Probengrößen und der Verhältnisgrößen zwischen Probengröße und Stückgröße zu bestimmen. 

Für die Untersuchungen mit den unterschiedlich großen Ödometertypen zeigte sich, dass 

ein Mindestverhältnis von Probenhöhe zu maximaler Stückgröße von 4 keinesfalls unterschritten 

werden darf, da sich die Ergebnisse sonst nicht auf andere Versuchsgerätegrößen 

und damit auch nicht auf In-Situ-Verhältnisse übertragen lassen. Bei geringeren Verhältnissen 

können Ergebnisse auf der „unsicheren Seite“ erhalten werden, was im Falle einer Setzungsprognose 

zu einer Unterschätzung der Setzungen führt. 

� Bei den Versuchen zur Bestimmung der Wandreibung zeigte sich weiterhin, dass die Wandreibung 

bei der Untersuchung von Abfall etwa um den Faktor 3 größer ist als bei der Untersuchung 

an Böden. Diese Ergebnisse zeigen daher u. a., dass auch die Erddrucktheorie, welche 

in der Bodenmechanik die Grundlage zur Berechnung der Wandreibung bildet, nicht auf Abfälle 

übertragen werden kann. 

- 230 -

- 231 - 

D1 


Bestimmung des Einflusses des Wassergehaltes auf das Setzungsverhalten mit Ödometern 

(Labor) 

Zurzeit werden im Rahmen des SFB weitere Ödometerversuche mit dem Ziel durchgeführt, den 

Einfluss des Wassergehaltes auf das Setzungsverhalten von Abfällen zu ermitteln. Hierzu werden 

Abfälle verschiedener Stückgrößenverteilung mit unterschiedlichem Wassergehalt und damit auch 

verschiedener Einbaudichte eingesetzt. Die ersten Ergebnisse lassen erkennen, dass eine allgemeine 

Aussage bezüglich der Erhöhung des Wassergehaltes und einer damit zu erwartenden Steigerung 

der Gesamtsetzung gemäß der Konsolidationstheorie nicht getroffen werden kann. 

Bestimmung von mehrdimensionalen Verformungen mit einer Großtriaxialzelle (Labor) 

Zur Bestimmung der mehrdimensionalen Verformungen waren Versuche im großvolumigen Triaxialgerät 

vorgesehen. Das Gerät wurde in den ersten Monaten der zweiten Phase in Zusammenarbeit 

mit einem Anlagenhersteller konstruiert und anschließend (März 2001) bestellt. Die Auslieferung 

des Gerätes wurde für Juni 2001 bzw. nach konstruktiven Änderungen für August 2001 zugesagt. 

Nachdem das Gerät nicht zum zugesagten Zeitpunkt zur Verfügung stand, wurde die Rechtsabteilung 

der TU Braunschweig eingeschaltet und alle Rechtswege ausgeschöpft. Leider verzögerte sich 

die Lieferung trotz massivem Rechtseinsatzes bis zum April 2002. Nach der Lieferung der „Hardware“ 

mussten zuerst eine geeignete Probenhülle und eine Abdichtungskonstruktion gegenüber den 

oberen und unteren Probenplatten gefunden sowie Versuche zum Gerätehandling durchgeführt werden. 

Hierbei stellte sich unter anderem heraus, dass die Probenplatten nicht passgerecht gefertigt 

waren und einige Anschlüsse fehlten bzw. nicht zu benutzen waren. Die Fertigung neuer Probenplatten 

mit den vom Leichtweiß-Institut entwickelten Anschlussmöglichkeiten nahm weitere Wochen 

in Anspruch. Mitte Januar 2003 waren auch diese Probleme behoben und erste Tests zur Gerätefunktion 

konnten durchgeführt werden. Dabei musste festgestellt werden, dass sich mit der mitgelieferten 

Software die Triaxialversuche nicht steuern ließen. Ende März 2003 war das Triaxialgerät 

dann funktionsfähig, so dass jetzt erste Kalibrierversuche durchgeführt werden, um z. B. den 

Einfluss der Steifigkeit des Probengummis oder der Vorschubgeschwindigkeit auf die Versuchsergebnisse 

zu überprüfen. Aufgrund der beschriebenen logistischen Fehlleistung des Anlagenherstellers 

konnten bisher leider keine Versuche mit Abfall durchgeführt werden. Mit den Versuchen wird 

jedoch zum jetzigen Zeitpunkt begonnen, so dass in Kürze erste Ergebnisse zu erwarten sind. 

2.4 Vergleich mit Arbeiten außerhalb des SFB und Reaktionen der wissenschaftlichen Öffentlichkeit 

auf die eigenen Arbeiten 

Die Ermittlung der Sickerwasseremissionen einer Abfalldeponie gehört zu den Standardaufgaben, 

die ein Deponiebetreiber gegenüber den Aufsichtsbehörden nachweisen muss. Die Messung der 

Sickerwasservolumina erfolgt dann i.d.R. im Zulauf zu der Kläranlage, eine Zuordnung zu einzelnen 

Deponieabschnitten ist manchmal möglich, eine Identifikation des Zulaufes zu einzelnen Sickerwasserohren 

innerhalb des Abschnittes jedoch nicht. Untersuchungen zu der kontinuierlichen 

sowie diskontinuierlichen Sickerwasservolumenermittlung, wie sie im Rahmen des TP D1 durchgeführt 

werden, werden unserem Wissen nach weder im nationalen als auch im internationalen Raum 

durchgeführt. Die Präsentation der Messverfahren und der Ergebnisse auf Tagungen [z.B. Ziehmann 

und Collins 2001] stellte daher für die Teilnehmer einen neuen Aspekt des Monitorings von 

bestehenden Deponien dar. Die prinzipielle Notwendigkeit der detaillierten Sickerwasservolumenerfassung 

ist anerkannt, bei der Umsetzung in die Praxis muss jedoch berücksichtigt werden, dass 

die Deponietechnik in vielen Ländern noch nicht so weit wie in Deutschland fortgeschritten ist, und

D1 


daher andere Zielsetzungen zur Minimierung von Emissionen Vorrang haben. 

Die Schließung von zahlreichen Deponien bis 2005 führt dazu, dass seit einigen Jahren verstärkt 

Untersuchungen zum mechanischen Verhalten vor allem in Hinblick auf das Setzungsverhalten von 

Deponiekörpern durchgeführt werden. Vielfach werden dabei die Untersuchungsmethoden aus der 

Bodenmechanik übernommen, die jedoch nicht immer, z.B. bezüglich der Geräteabmessungen, die 

Besonderheiten von Abfällen berücksichtigen können. Die im Rahmen des TP D1 eingesetzten 

Großgeräte stellen zum Teil Unikate dar, mit denen auch zusätzliche abfallmechanische Aspekte 

(z.B. Zugfestigkeiten) ermittelt werden können. Über die Mitarbeit im AK 6.1 der Deutschen Gesellschaft 

für Geotechnik e.V. besteht ein enger Kontakt zu Wissenschaftlern, die auf diesem Gebiet 

in Deutschland arbeiten. Vor allem die Untersuchungen zum Einfluss des Wassergehaltes auf das 

Setzungs- und Festigkeitsverhalten der Abfälle sind an der University of Southampton (Großbritannien) 

und an der Federal University of Pernambuco (Brasilien) auf großes Interesse gestoßen, so 

dass ein Austausch von Wissenschaftlern sowie eine Koordination von Versuchen geplant ist. 


In den vorherigen Antragsphasen lag ein Schwerpunkt in der Entwicklung von Messgeräten zur 

Ermittlung des Emissionsverhaltens von Siedlungsabfalldeponien. Die Ergebnisse der Sickerwasserabflussmessungen 

zeigen sowohl bei der kontinuierlichen als auch diskontinuierlichen Messdatenerfassung 

die große Varianz der lokalen Sickerwasserspende auf. Die Messungen müssen fortgeführt 

und erweitert werden, um eine bessere Datengrundlage für die Prognosemodelle, die zusammen 

mit den Teilprojekten A1, B5 und B6 erarbeitet werden, zu erhalten. Ergänzt werden die In- 

Situ-Messungen durch Laborversuche zur Ermittlung des Emissionsverhaltens. Ein wichtiger 

Schritt ist hierbei die Ermittlung der Übertragbarkeit von Laborversuchen auf die natürlichen Bedingungen. 

Die biochemischen Umsetzungsprozesse im Abfall und das mechanische Verhalten des Abfallkörpers 

sind z.T. eng miteinander gekoppelt. Die Umsetzungsprozesse führen zu einer Veränderung 

des Porenraumes des Abfallkörpers, so dass sich die Wasserwegigkeiten und damit auch die Wassergehalte 

in den Abfällen ändern. Die begonnenen Versuche in den Ödometern haben gezeigt, dass 

eine Veränderung des Wassergehaltes sich in erhöhten Setzungen niederschlagen kann. Die Folge 

ist eine Beeinträchtigung der Funktionsfähigkeit des Abdichtungssystems, so dass verstärkt Niederschlagswasser 

in den Deponiekörper einströmen kann und es zu einer Intensivierung der biochemischen 

Umsetzungsprozesse kommen kann. 

Über das mechanische Verhalten von Abfällen unter sich ändernden Wassersättigungsgehalten ist 

bisher sehr wenig bekannt. Inwieweit die Zugkräfte, die durch die im Abfall enthaltenen Fasern 

aufgenommen werden können, durch eine Erhöhung des Wassergehaltes beeinflusst werden, ist 

bisher nicht bekannt. In Abhängigkeit der Abfallzusammensetzung ist theoretisch eine Erhöhung, 

aber auch eine Erniedrigung der aufnehmbaren Zugkräfte möglich. Die Schadensfälle, die auf bestehenden 

Deponien beobachtet wurden, zeigen, dass häufig ein mechanisches Versagen von Deponiekörpern 

mit erhöhten Wassergehalten als Folge von z.B. Niederschlägen einhergeht. 

In der dritten Antragsphase sollen daher die Grundlagen des Spannungs-Verformungsverhaltens 

von Abfall erarbeitet werden, wobei besonderes Augenmerk auf den Wassergehalt der Abfälle gelegt 

wird. Ergänzt werden diese Laboruntersuchungen durch die In-Situ-Messungen auf Deponien. 

- 232 -

2.6 Literatur 

Bücher und Zeitschriften 

- 233 - 

D1 


BMBF (1999): Abschlussbericht zum Forschungsvorhaben 1471038 „Validierung und Anpassung 

des Simulationsmodells HELP zur Berechnung des Wasserhaushaltes von Deponien für deutsche 

Verhältnisse, Herausgegeben vom Umweltbundesamt 

COLLINS, H.-J. und ZIEHMANN, G. (2000): Überwachung und Beurteilung von Deponien; Hier: 

Minimierung von Naturmessungen; Arbeitsbericht 1998 – 2000 des Sonderforschungsbereiches 

477; Eigenverlag der Technischen Universität Braunschweig 

COLLINS, H.-J., KÖLSCH, F., ZIEHMANN, G. (1997): Veränderung des Tragverhaltens und der 

mechanischen Eigenschaften von Abfällen durch Alterung und Abbau, Abschlussbericht, Deutsche 

Forschungsgemeinschaft (DFG) Az. Co 76/26-1 bis -5 

COLLINS, H.-J.; RAMKE, H.-G. (1986): Einfluss der Entwässerung (Setzung) auf die Nutzungsdauer 

von Deponien gemischter Abfälle), Endbericht zum Forschungsvorhaben 2091 – B V e 26/81 

des Niedersächsischen Ministeriums für Wissenschaft und Kunst 

DEPONIEVERORDNUNG (2002): Verordnung über Deponien und Langzeitlager (Deponieverordnung 

– DepV), Bundesanzeiger Verlagsgesellschaft mbH, Köln 

GDA-EMPFEHLUNGEN (1997): Geotechnik der Deponien und Altlasten, Deutsche Gesellschaft 

für Geotechnik (Hrsg.), 3. Auflage, und Fortschreibung in ZS Bautechnik, Ernst und Sohn Verlag, 

Berlin 

GERTLOFF, K.-H. (1996): Setzung und Dichte im Inneren einer Hausmülldeponie; Müll und Abfall, 

Heft 3, Erich Schmidt Verlag Berlin 

HAARSTRICK, A.; MÜNNICH, K.; ZIEHMANN, G.; NARANJO, NELSON MORA (2003): Erkundung 

von Gasbrunnen auf der Deponie Fallersleben und Abfalldatenerhebung zur Untersuchung 

von Überwachungsparametern sowie die Modellierung anaerober Abbauprozesse. Unveröffentlichter 

Bericht des Inst. Für Bioverfahrentechnik und des Leichtweiß-Institutes, Abt. Abfallwirtschaft 

HOLZLÖHNER, U.; AUGUST; H.; MEGGYES, T.; BRUNE, M. (1994): Deponieabdichtungssysteme, 

Statusbericht Forschungsbericht 201, BMFT 

JESSBERGER, H.-L.; GÜTTLER, U.; GRUNDHOFF, T.; KÖNIG, D. (1995): Sammlung und 

Auswertung von Feldmessungen zum Verformungsverhalten von Abfalldeponien unter Berücksichtigung 

der Abfalleigenschaften; Forschungsbericht zum DFG-Forschungsvorhaben Az: Gü/2-1 

KOCKEL, R. (1995): Scherfestigkeit von Mischabfall im Hinblick auf die Standsicherheit von Deponien, 

Schriftenreihe des Instituts für Grundbau der Ruhr-Universität Bochum, Heft 24, Eigenverlag 

KÖNIG, D.; KOCKEL, R. (1998): Ein Verfahren zur Abschätzung und Prognose von Oberflächensetzungen 

von Deponien, Bauingenieur, Heft 3, 

KREISLAUFWIRTSCHAFTS- UND ABFALLGESETZ (1994) : Gesetz zur Förderung der 

Kreislaufwirtschaft und Sicherung der umweltverträglichen Beseitigung von Abfällen; Bundesgesetzblatt 

I, Seite 2705 

KRÜMPELBECK, I. (2000): Untersuchung zum langfristigen Verhalten von Siedlungsabfalldepo-

D1 


nien, Veröffentlichung des Lehrstuhls für Abfall- und Siedlungswasserwirtschaft der Bergischen 

Universität – Gesamthochschule Wuppertal; Heft 3 

MÜNNICH, K. (2000): Evaluierung des Wasserhaushaltes von Siedlungsabfalldeponien, ZS Müll 

und Abfall Heft 11, Erich Schmidt Verlag, Berlin 

RAMKE, H.-G. (1991): Hydraulische Beurteilung und Dimensionierung der Basisentwässerung 

von Deponien fester Siedlungsabfälle – Wasserhaushalt, hydraulische Kennwerte, Berechnungsverfahren, 

Dissertation, Leichtweiß-Institut für Wasserbau, Heft 114 

SPILLMANN (1988): Einflüsse verschiedener Deponietechniken einwohnergleichen Müll- und 

Klärschlammmassen auf die Nutzungsdauer von Abfalldeponien, Mitteilung des Leichtweiß-Instituts 

für Wasserbau der Technischen Universität Braunschweig, Heft 96 

TASi (1993): Technische Anleitung zur Verwertung, Behandlung und sonstigen Behandlung von 

Siedlungsabfällen, Bundesanzeiger Verlagsgesellschaft mbH, Köln 

WIEMER, K. (1982): Qualitative und quantitative Kriterien zur Bestimmung der Dichte von Abfällen 

in geordneten Deponien; Dissertation im Fachbereich Umwelttechnik der Technischen Universität 

Berlin, Eigenverlag 

ZIEHMANN, G. (2002): Setzung von Abfalldeponien – Theorie und Laborversuche zur Kennzeichnung 

von Einflussgrößen; Dissertation des Fachbereichs Bauingenieurwesen der TU Braunschweig; 

Cuvillier Verlag Göttingen 

ZIEHMANN, G., COLLINS, H.-J. (2000): Bestimmung von Sickerwasserspenden in Deponieentwässerungssystemen 

– Ein Beitrag zur innovativen Bauwerksüberwachung, ZS Bautechnik, Heft 9 

Kongressbeiträge 

DE POLI, F; FABRIZI, F; RINALDI, L (1999): Modelling landfill settlement for the design of biogas 

plant and top cover, 7. Waste Management and Landfill Symposium, Sardinia; CISA 

HUDSON, A; BEAVEN, R. P.; POWRIE, W. (2001): Interaction of water and gas in saturated 

household waste in a large scale compression cell, 8. Waste Management and Landfill Symposium, 

Sardinia; CISA 

KAVAZANJIAN, E ; MATASOVIC, N ; BACHUS, R. C. (1999): Large-diameter static and cyclic 

laboratory testing of municipal solid waste, 7. Waste Management and Landfill Symposium, Sardinia; 

CISA 

KÜHLE-WEIDEMEIER, M.; DOEDENS, H. (2003): Schließung von Siedlungsabfalldeponien – 

abfallwirtschaftliche Aspekte; 8. Münsteraner Abfalltage, Münsteraner Schriften zur Abfallwirtschaft, 

Band 6 

ZIEHMANN (2000): Influence of mechanical-biological pretreatment of municipal solid waste on 

the stability of landfills, International Symposium “Integrated life-cycle design of materials and 

structures”, Helsinki, Finnland, RILEM publications, Frankreich 

ZIEHMANN, G.; COLLINS, H.-J. (2001): Reduction of in-situ measurements of landfills, 8th Intern. 

Landfill-Symposium Cagliari, Italy 

- 234 -

Wissensbasiertes System „Messtechnik im Bauwesen“ zur Mess- 

datenerfassung und Auswertung innerhalb der Bauwerksüberwachung 

3. Zusammenfassung 

Prof. em. Dr.rer.nat.Dr.h.c.mult. H.G. Natke† 

Dipl.-Ing. P.G.Baum 

- 235 - 

A2 

Natke† 

Das Projekt ist ausgelaufen. In den drei Verlängerungsmonaten (Januar bis März 2001) wurde deshalb 

lediglich noch die Dokumentation fertig gestellt und Source-Code-Säuberungen in SAMBA 

durchgeführt. Die Übergabe der Dokumentation von SAMBA erfolgte an Prof. Hosser (A1). 

Somit ist der letzte Arbeits- und Ergebnisbericht des Teilprojektes A2 gleichfalls der Abschlussbericht, 

erschienen im Arbeitsbericht 1998-2000. 

Das Projekt würde während der Laufzeit von 1998 bis 2001 mit 188.309 Euro gefördert.

- 236 -

Mehrkomponenten-Dehnungs- und Spannungsaufnehmer 


Abschlussbericht 

Prof. Dr.-Ing. M. Peters 

Dipl.-Ing. F. Tegtmeier 

3.1 Kenntnisstand bei Antragstellung und Ausgangsfragestellung 

- 237 - 

C3 

Peters 

Um die Nutzungsfähigkeit eines Bauwerks mit Hilfe einer innovativen Bauwerksüberwachung 

sicherzustellen, müssen Informationen über den mechanischen Belastungszustand des Objektes 

vorliegen. Zur Aufnahme von mechanischen Spannungen wurden bisher verschiedene optische, 

akustische und magnetische Verfahren eingesetzt. 

Erste kontinuierliche Spannungsmessungen an Bauwerken nutzten vorrangig ölgefüllte Druckdosen 

FRANZ [1958]. Druckänderungen im Messvolumen werden mittels einer Membrane durch eine 

mechanische Übersetzung mit einem induktiven Weggeber gemessen. Die nur für den Verguss in 

Beton verwendbare Technik konnte keine großtechnische Anwendung finden. 

Im Betonbau hat sich stattdessen die permanente Messung der Spannungszustände durch 

faseroptische Medien bewährt. Sowohl intensitätsmodulierte Sensoren als auch Bragg-Gitter oder 

interferenzoptische Systeme nach dem Michelson oder Fabry-Pérot Verfahren werden verwendet. 

In der Praxis hat sich insbesondere das interferometrische, in CASANOVA [1999] beschriebene 

System SOFO als anwendungstauglich erwiesen. Die dort erläuterten Aufnehmersysteme kommen 

auch in dem bislang aufwendigsten Bauwerksüberwachungsprojekt der Bundesanstalt für 

Materialprüfung, Berlin, im neuen Lehrter Hauptbahnhof zum Einsatz HABEL [2002]. Hier wurde 

die Lichtleitertechnik aus Gründen der Langzeitstabilität gegenüber der DMS-Technik bevorzugt. 

Ein Vergleich verschiedener faseroptischer Sensoren unter Berücksichtigung der bauwerkstechnischen 

Eignung ist in HABEL [2000] ausführlich dargestellt. 

Die Nutzung von Lichtwellenleitern zur Spannungsmessung, insbesondere das System SOFO, 

ermöglicht auch die Überwachung ausgewählter Abschnitte in einem Messleiter. Dennoch ist die 

Messung von mechanischen Spannungen an einzelnen, spezifischen Punkten durch die zu geringe 

Längenauflösung nicht möglich. Faseroptische Sensoren erlauben durch ihre einachsige 

Ausrichtung keine Aufnahme von mehrachsigen Spannungszuständen in kompakten Baukörpern, 

insbesondere in Stahlkonstruktionen. Da sie zur Montage in der Betonkonstruktion eingegossen 

werden müssen, kann der Sensor nur in Neubauten eingesetzt werden. In Stahlbauwerken sind die 

Montagemöglichkeiten begrenzt, insbesondere lokale Spannungszustände an potentiellen Schwachstellen 

können nicht überwacht werden. Zu deren Bestimmung werden im Stahlbau vorrangig 

Dehnungsmessstreifen verwendet. 

Aufgrund ihrer durch moderne Digitalverstärker erreichbaren hohen Auflösung wurden Dehnungsmessstreifen 

(DMS) zum Standard in der industriellen Präzisionskraftmesstechnik. Unterschiedliche 

mechanische Größen wie Kraft, Drehmoment, Druck und Beschleunigung werden in verschiedenen 

Bereichen der Industrie mit dieser Technik gemessen. 

Aber schon mit dem Beginn der praktischen Anwendung von Dehnungsmessstreifen zeigte sich die

C3 

Peters 

Schwäche dieser Messaufnehmer bezüglich klimatischer Einflüsse. Bild 1 zeigt die durch 

Feuchtigkeitseinflüsse hervorgerufene Nullpunktverschiebung eines typischen Dehnungsmessstreifens 

bei Freiluftbewitterung. Der DMS wurde dabei mit einer den Vorgaben der Hersteller 

entsprechenden Silikon-Kapselung versiegelt 

und vor Regen und Lichteinflüssen geschützt. 

Lediglich die Einflüsse des umgebenden 

Klimas führten zu der Signaldrift. Geeignete 

Kunststoffdichtungen konnten in der 

Vergangenheit nicht annähernd eine den 

Bauwerken entsprechende Lebensdauer garantieren. 

In FRANZ [1958] wird deshalb schon 

früh die DMS-Technik für Langzeitmessungen 

in Bauwerken ausgeschlossen. Aufgrund des 

feuchtigkeitsbedingten Driftverhaltens des 

Nullpunktes von Dehnungsmessstreifen wurden 

in MAYER [1996] vorrangig sogenannte 

Scratch-Gauges zur Überprüfung des 

Kriechverhaltens von Bauwerken verwendet. 

Scratch-Gauges registrieren über ein Hebelsystem die Ausdehnungen einer Messstrecke als 

Nadelschriebe. Parallel durchgeführte DMS-Applikationen ermöglichen einen Vergleich des 

Denso Fettbinde 

Bitumenisolierung 

Universal Klebemasse K6TT 

Dehnungsmessstreifen 

Lötstützpunkt 

Bild 2: Optimierte DMS- 

Kapselung nach /6/ 

Abdeckkit AK 22 

Bleimantel 

Cu-Draht 

Brückenverstimmung in mV/V 

Nullpunktverhaltens. Bei diesen Untersuchungen wurde 

auch eine optimierte Kapselung nach HOFSTÖTTER 

[1971] angewandt. Eine in Bild 2 skizzierte aufwendige 

Kombination von Kunststoffen, einer Fettschicht sowie 

einer Bitumenummantelung ermöglichte erstmals 

Messzeiten von bis zu 20 Jahren. Derartige 

Kapselungen von Dehnungsmessstreifen werden heute 

zu Versuchszwecken an Bauwerken verwendet. 

Großtechnische Anwendungen blieben aufgrund des 

erheblichen Aufwandes für die Applikation einer 

solchen Kapselung vor Ort aus. 

Um eine aufwendige Applikation der Messstreifen unter 

den widrigen Umständen der Baustellen zu umgehen und um gleichzeitig die empfindliche 

Messtechnik zu kapseln, bedarf es eines Aufnehmers, der die DMS in seinem Inneren schützt und 

der einfach und schnell an dem Bauwerk zu montieren ist. 

Ein solcher Aufnehmer kann als kleine Messeinheit lokale Änderungen an bestimmten Punkten 

aufnehmen oder in Form eines Auflagers oder Knotenpunktes im Bauwerk globale Lastzustände 

erfassen. Für den letztgenannten Einsatzzweck können kommerzielle Kraftaufnehmer mit 

langlebigen metallischen Kapselungen genutzt werden. Da diese jedoch selten den spezifischen 

Gegebenheiten einzelner Bauwerke entsprechen, wurden Spezialkonstruktionen entworfen und als 

vorgefertigte Einheit in Knotenpunkte des Überwachungsobjektes integriert. In BEHRENS [1983] 

wurden beispielsweise applizierte und gekapselte Ringsysteme in einen Brunnen eingefügt. In 

ähnlicher Weise wurden Untersuchungen an Pfahlgründungen BÖCKMANN [1983] oder 

Messungen der Zugkräfte in Bewehrungsbändern SOHNIUS [1982] mittels applizierter und 

gekapselter Aufnehmersegmente durchgeführt. Der hohe Aufwand für solche vorgefertigten 

- 238 - 

1,2 

1 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

0 

0 50 100 150 200 250 

Dauer der Außenlagerung in Tagen 

Bild 1: Durch Luftfeuchtigkeit verursachte 

Nullpunktverschiebung eines DMS

- 239 - 

C3 

Peters 

Spezialaufnehmer reduziert die praktischen Anwendungen auf wenige Versuchsbauten zur 

Erprobung neuer Konstruktionstechniken. 

Andere Anwendungsfälle erlauben die Verwendung von herkömmlichen Kraft- und Wegaufnehmern 

aus der industriellen Fertigung, wie beispielsweise bei dem Austausch einer maroden 

Tragsäule im Brandenburger Tor MENGER [2002]. 

Ein universell einsetzbarer Sensor zur Messung von lokalen Spannungszuständen in einer kleinen 

Messbohrung ist bis heute nicht erhältlich. Aufträge aus der Industrie für einen solchen Sensor an 

Spezialunternehmen aus dem Bereich des Kraftaufnehmerbaus scheiterten bisher an der 

Entwicklung eines geeigneten Adaptionsmodells. 

Die Entwicklung eines entsprechenden Modells war Schwerpunkt des Teilprojektes C3. Die 

Spezifikationen hinsichtlich Messbereich und Messunsicherheit wurden in Abstimmung mit den 

Teilprojekten A1, A2, B1 und B3 unter Berücksichtigung der dort entwickelten theoretischen 

Modelle festgelegt. Sie wurden an Ersatzbauwerken überprüft, die übergreifend für den SFB oder 

speziell für das Teilprojekt C3 erstellt wurden. 

Zur Kalibrierung des Sensors wurden Kalibrierkörper entwickelt, die sowohl den Eigenschaften des 

Adaptionsmodells als auch den Möglichkeiten der Belastungseinrichtungen angepasst sind. Eine 

Einrichtung für eine simultane Mehrkomponentenbelastung, wie sie zur Überprüfung des 

Adaptionsmodells benötigt wird, war bisher nicht bekannt. Eine entsprechende Einrichtung wurde 

an der PTB in der ersten und zweiten Förderperiode in Zusammenarbeit mit anderen PTB-Projekten 

erstellt. 

Die Einsatzmöglichkeiten bei zeitlich veränderlichen Lasten müssen durch Untersuchungen mit 

dynamischer Anregung bestimmt werden, da Präzisionskraftaufnehmer unter diesen Bedingungen 

deutliche Messabweichungen zeigen können KUMME [1995]. Die statisch bestimmte 

Empfindlichkeit des Sensors ist bei dynamischer Anregung zu überprüfen. 

Bezüglich der Simulation einer klimatisch verursachten Alterung existieren etwa 30 verschiedene 

DIN- und ISO-Normen. Sie lassen sich jedoch nicht uneingeschränkt auf die Bauwerksüberwachung 

übertragen. Höhere Temperaturschwankungen als z. B. in der OIML R60 Prüfnorm für 

Wägezellen müssen in den Testzyklen berücksichtigt werden. Die längere Lebensdauer für 

gegebenenfalls nicht austauschbare Sensoren fordert weitere, stark beschleunigte Alterungssimulationen. 

Zur Durchführung von derartigen Simulationen wurden die technischen 

Einrichtungen sowie die Erfahrung mit der Kapselung von DMS-Technik aus dem Bereich der 

Bauartzulassung für Wägezellen in der PTB genutzt. 

Für den zu entwickelnden Sensor mit seiner speziellen Geometrie sind Serienausführungen von 

DMS nur bedingt verwendbar. Daher ist gegebenenfalls ein spezielles DMS-Layout notwendig, das 

den Problemstellungen der Dehnungsmessung im Sensorinneren besser gerecht wird.

C3 

Peters 


Die einzelnen Arbeitspunkte, die sich aus der Aufgabenstellung für das Teilprojekt C3 ergeben, 

sind in Bild 3 skizziert. Im Hinblick auf die Sensorentwicklung ist die Wahl von geeigneten Simulationsmethoden 

für die Bauwerksumgebung von besonderer Bedeutung. Die zugehörigen Modelle 

sind auf der linken Seite von Bild 3 dargestellt. Die daraus gewonnenen, auf der rechten Seite 

aufgeführten Ergebnisse sind mit ihren Quellen verknüpft. Die Zusammenarbeit mit anderen 

Teilprojekten des Sonderforschungsbereiches ist mit einem * symbolisiert. 

Ersatzbauwerk 

(* ähnlich Bauwerk B3) 

stabförmiger 

Belastungskörper 

Testkörper Beton 

(* erbaut von C2) 

* SFB-Ersatzbauwerk 

Stahl (B3) 

Kalibrierungsmethoden 

(Kalibrierkörper, 6-Spannungskomponenten 

Referenzeinrichtung, 

dynamische Kalibrierung) 

Klimakammern/ 

temperierte Wasserbäder 

Kapselung, 

Lebensdauer 

3.2.1 Labortechnische Simulation der Bauwerksumgebung 

Die Entwicklung und Optimierung des Adaptionsmodells, das die mechanische Kopplung von 

DMS und Bohrungsinnenfläche beschreibt, wurde mit Hilfe von Simulationskörpern durchgeführt. 

Sie dienten der Darstellung der Bauwerksumgebung und wurden im Interesse einer hohen 

Zuverlässigkeit des späteren Modells für die Erzeugung von „worst-case“-Bedingungen ausgelegt. 

Mit ihrer Hilfe sollten folgende Aufgaben gelöst werden: 

- Bestimmung einer geeigneten Adaptionsform unter simultaner Mehrkomponentenbelastung 

- Spezifikation der notwendigen Eigenschaften wie Messbereich und Messunsicherheit 

- Entwicklung und Überprüfung einer Messmethodik zur Schadensdetektion 

- Kalibrierung und Bestimmung der Übertragungsmatrix 

- beschleunigte Simulation der Alterung unter den klimatischen Eigenschaften der Bauwerksumgebung 

Die für diese Aufgaben entwickelten Simulationsmethoden und Vorgehensweisen werden im 

Folgenden beschrieben. 

- 240 - 

DMS-Layout 

Differenzmessverfahren 

geforderte Sensoreigenschaften 

Ergebnisse 

( * A1, A2, B1) 

Adaptionsmodell 

Sensor Sensor 

Bild 3: Wichtige Meilensteine der Projektbearbeitung

- 241 - 

C3 

Peters 

3.2.2 Universeller Belastungskörper zur Entwicklung des Adaptionsmodells für den Einsatz 

in verschiedenen statischen und dynamischen 

Belastungseinrichtungen 

Der in Bild 4 skizzierte rundstabförmige Belastungskörper 

wurde zur Bestimmung eines geeigneten 

Adaptionsmodells sowie zur Optimierung der Übertragungseigenschaften 

bei Mehrkomponentenbelastung 

entworfen. Er lässt sich mittels hydraulischer Spannbuchsen 

in die 1 kNm-Drehmoment-Normalmesseinrichtung 

der PTB einbauen. Durch ein Verschieben des 

Gegenlagers werden hier entsprechende Kraft- und 

Drehmomentkomponenten und somit Belastungs- 

Axialkraft 

Drehmoment 

Querkraft Biegemoment 

(mit je zwei Komponenten) 

zustände erzeugt, die mit Mehrkomponenten-Kraftaufnehmern an den Lagern der Lastachse 

gemessen werden ROESKE [1999]. Die erreichbaren Querkomponenten sind jedoch durch die 

begrenzte Belastbarkeit der Luftlager der Normalmesseinrichtung eingeschränkt, sodass Dehnungen 

am Bohrungsrand von über 1 ‰ nur für die Hauptkomponente des axialen Drehmomentes 

dargestellt werden können. Um entsprechende Belastungen in axialer Richtung zu erzeugen, wird 

der Belastungskörper in die 100 kN Kraft-Normalmesseinrichtung der PTB eingebaut, die sowohl 

Zug- als auch Druckbelastung ermöglicht. Für Biege- und Schubbelastungen wurden jeweils 

Hilfskörper zum Einbau in die Belastungseinrichtung gefertigt, die hohe Dehnungen in der 

jeweiligen Lastkomponente zulassen. 

Der tangentiale Spannungszustand am Bohrungsumfang des stabförmigen Belastungskörper lässt 

sich bei axialer Belastung durch eine analytische Näherungsformel beschreiben, die aus der 

Airyschen Spannungsfunktion abgeleitet ist: 

� 

t 

2 

2 

4 

� V 

F � a � a � � 

� � 

1 1 3 cos 2 

2 

2 

� � � 2 

4 � 

2π 

8 ( 1 sin ) �� 

� � � 

�� 

r R Rr � � r � r � � 

a und �� kennzeichnen dabei die Polarkoordinaten um die Bohrungsachse, r bezeichnet den 

Bohrungsradius, R den Radius des Stabquerschnittes. 

Der stabförmige Belastungskörper hat sich aufgrund seiner schnellen Montage in verschiedenen 

Belastungseinrichtungen bei einer Vielzahl von Messungen zur konstruktiven Optimierung des 

Sensors bewährt. Der Belastungskörper wurde aus einer hochwertigen Legierung gefertigt, wie sie 

auch im Kraftaufnehmerbau verwendet wird, um Messabweichungen durch die Einflüsse des Stahls 

zu minimieren und hohe Dehnungen zu ermöglichen. Mit einer im Bohrungsbereich verjüngten 

Ausführung des Stabs wurden Dehnungen am Bohrungsrand von über 2 ‰ dargestellt. 

Die stabförmigen Belastungskörper wurden auch zur Untersuchung der dynamischen Empfindlichkeit 

genutzt. Herkömmliche Kraftaufnehmer zeigen teilweise erhebliche Abweichungen von 

ihrer statischen Empfindlichkeit bei dynamischer Anregung KUMME [1995]. Um diese Einflüsse 

für die Bauwerkssensoren zu beschreiben, werden sie, in einem Belastungsstab montiert, auf einem 

Schwingerreger dynamisch untersucht. Hierzu wird sowohl der in KUMME [1995] erläuterte 

Versuchsaufbau als auch die in WEIßENBORN [2000] vorgestellte Mehrkomponenten-Beschleunigungs-Normalmesseinrichtung 

verwendet, die dynamische Kräfte bis 10 kN darstellen kann. 

x 

y 

z 

Sensor 

Bild 4: Stabförmiger Belastungskörper 

( 1)

C3 

Peters 

3.2.3 Kalibrierkörper 

Bild 5: Rundkalibrierkörper mit Auflagern (links), 

montiert in einer Kraft-Normalmesseinrichtung (rechts) 

Für die Kalibrierung wurde der in Bild 5 gezeigte runde Kalibrierkörper zur Darstellung ebener 

Spannungszustände entwickelt. Der in die mittige Sensorbohrung eingebaute Sensor wird in 

Schritten von vorzugsweise 5 Grad mit dem Rotationskörper in den Auflagern gedreht und in einer 

Kraft-Normalmesseinrichtung belastet. Die Kalibrierung in unterschiedlichen, relativ zum Sensor 

orientierten Rotationslagen der Hauptspannung erfolgt so ohne Demontage des Sensors. 

Die tangentialen Spannungszustände an der Bohrung 

wurden nach GIRKMANN [1958] aus der Airyschen 

Spannungsfunktion abgeleitet. Es ergibt sich eine 

Funktion, die einen Gleichanteil und einen mit doppelter 

Ortsfrequenz um den Bohrungsumfang umlaufenden 

kosinusförmigen Anteil enthält. 

Einen ähnlichen Verlauf wie die tangentialen Spannungen 

im Bohrungsumfang zeigen auch die in Bild 

6 mit dem nachfolgend beschriebenen Adaptionsmodell 

erhaltenen Messwerte. An die Ausgangssignale 

wurden Sinusfunktionen mittels der Methode der 

kleinsten Quadrate angepasst. Aus dem Vergleich der 

jeweiligen Ausgleichsfunktion der Messsignale mit 

den dazugehörigen Hauptspannungen und deren 

Richtung ergibt sich eine zugeordnete Kalibriergleichung, die beispielhaft für eine Viertelbrücke 

eines Sensors in (2) dargestellt ist. 

� � 

�2� �10�� 

� � 

� � 

M � 0, 92 �( 

� H 1 � � H 2) 

� 0, 

30� 

( � H 1�� 

H 2) 

�cos 

2 

M ist dabei der Messwert in mV/V, ��H1 und ��H2 die Dehnung in den Hauptspannungsrichtungen, � 

beschreibt deren Winkelorientierung bezüglich des Sensors. � Die drei unbekannten ebenen Spannungskomponenten 

können so aus drei Messsignalen bestimmt werden. 

- 242 - 

Signal einer Messbrücke in mV/V 

0,1 

0 

-0,1 

-0,2 

-0,3 

-0,4 

-0,5 

0 90 180 270 

Rotationswinkel des Kalibrierkörpers in Grad 

Bild 6: Messsignale eines Sensorkanals 

bei der Kalibrierung

2.2.4 Mehrkomponenten-Referenzeinrichtung 

Die Anwendung der im Teilprojekt C3 entwickelten 

Sensoren zur Messung räumlicher Spannungskomponenten 

setzt eine entsprechende Untersuchung und Kalibrierung 

dieser Sensoren unter mehrkomponentiger 

Belastung voraus. Da die vorhandenen Messeinrichtungen 

dafür nur sehr eingeschränkt zu nutzen sind, wurde 

eine neuartige Mehrkomponenten-Messeinrichtung 

konzipiert und erbaut. Verschiedene Konzepte des mechanischen 

Aufbaus wurden untersucht. Bei der gewählten 

Konstruktion sind ein Antriebssystem zur Erzeugung 

der Lasten und ein Messsystem zu deren Messung 

jeweils als Parallelkinematik in Form einer Hexapode 

realisiert (Bild 7). In die Hexapodenglieder wurden 

auf der Antriebsseite Aktoren (Elektromotore) und 

auf der Messseite Sensoren (kalibrierte Kraftaufnehmer) 

integriert. Zwischen den beiden Hexapodensystemen 

wird der zu kalibrierende Aufnehmer eingespannt. Der 

Aufbau wird durch einen Maschinenrahmen komplettiert. 

- 243 - 

C3 

Peters 

Im Rahmen der Bearbeitung dieses Unterprojektes wurden die theoretischen Grundlagen der Zerlegung 

der darzustellenden Kraft- und Momentvektoren in die mit Hilfe der Kraftaufnehmer messbaren 

Podenkräfte erarbeitet. Für die Erzeugung eines gegebenen Lastzustandes ist es notwendig, die 

zugehörigen Kräfte in den Poden berechnen zu können. Umgekehrt müssen auch aus den gemessenen 

Podenkräfte die generierten Kraft- und Momentvektoren ermittelt werden. Für beide Verfahren 

ist die Geometrie der Hexapoden von entscheidender Bedeutung. In numerischen Simulationen 

wurden die Parameter einer in Bild 8 gezeigten Hexapodenanordnung dahin gehend optimiert, dass 

möglichst große Messsignale in den verschiedenen räumlichen Richtungen der Lastvektoren resultieren. 

Bild 9 zeigt beispielhaft die in der Messpode 1 resultierende Kraft für alle verschiedenen 

räumlichen Richtungen eines darzustellenden Kraftvektors mit dem Betrag von 1 kN. 

Unsicherheitsbetrachtungen ergaben, dass die Position der Hexapoden auf 0,01 mm bekannt sein 

muss. Um die geforderte Genauigkeit zu ermöglichen, wurde die Geometrie auf einer Koordinatenmesseinrichtung 

bestimmt. Da das für das gesamte 

Hexapodensystem technisch nicht mit 

vertretbarem Aufwand zu realisieren ist, wurden 

die einzelnen Baugruppen (die Grund- und 

Deckplatten sowie die Poden) kalibriert und die 

resultierende Geometrie berechnet. Ein solches 

Vorgehen war möglich, weil die Hexapodenglieder 

über biegeweiche elastische Gelenke 

verfügen, in denen die Anpassung an die kleinen 

fertigungsbedingten Längenabweichungen erfol- 

gen kann. Die Gelenke haben aber noch eine 

andere wichtige Aufgabe. Die Belastung der 

Messhexapode ist mit Verformungen verbunden, 

3 m 

feste Platte 

bewegliche 

Platte 

Antriebe 

Prüfling 

Kraftauf- 

nehmer 

Grundplatte 

Bild 7: Prinzipdarstellung der Mehrkomponenten 

Kraft- und Drehmoment-Normalmesseinrichtung 

Bild 8: Hexapodenanordnung der 

Referenzkraftaufnehmer

C3 

Peters 

und auch die Kraftaufnehmer in den Poden messen die 

wirkende Kraft mit Hilfe von Dehnungsmessstreifen 

über die eingeprägten Dehnungen. Die Änderung der 

Geometrie ist bei der Umrechnung zwischen 

Podenkräften und externem Kraft- bzw. 

Momentvektor zu berücksichtigen. Sie sind mit der 

Generierung sogenannter Störkomponenten, also von 

Biege- und Drehmomenten sowie Querkräften in den 

Messpoden verbunden, die einen Einfluss auf die 

Eigenschaften der Kraftaufnehmer ausüben können. 

Es war sicherzustellen, dass die aus der Verformung 

resultierenden Störkomponenten minimal sind. Der 

Ansatz, an den Gelenkstellen spezielle Kugelgelenke 

zu verwenden, wurde wegen der in Experimenten 

Bild 9: Belastung einer Messpode 

bestimmten zu großen Reibmomente verworfen. Statt 

dessen wurden die bereits genannten elastischen Federelemente 

entwickelt und mit Hilfe der Finite-Elemente-Methode optimiert. 

Zum Zeitpunkt der Berichterstattung ist die Messeinrichtung vollständig aufgebaut und elektrisch 

angeschlossen. Die Steuerungssoftware und die Bedienoberfläche für die Kalibrierung sind implementiert 

und es laufen erste Testmessungen. Es ist geplant, bis zum Ende der laufenden Förderperiode 

erste Kalibrierungen durchzuführen. 

2.2.5 Ersatzbauwerk 

Die Untersuchung von bauwerkstypischen Schäden und die Entwicklung eines Messverfahrens zur 

Schadensdetektion wurde im Labor an Ersatzbauwerken durchgeführt, die in Form eines Trägers 

ausgelegt und mit den für den Brückenbau typischen Schwachstellen versehen wurden. 

Typische Strukturveränderungen und Risse können durch ein Differenzmessverfahren frühzeitig 

erkannt werden. Dafür werden zwei Sensoren in ihrem Signalverhalten miteinander verglichen. Der 

Adaptionsort ist so zu wählen, dass sich die lastabhängigen Ausgangssignale im schadensfreien Zustand 

nur um einen konstanten Faktor unterscheiden, wie es auf der linken Seite des Diagramms in 

Bild 10 dargestellt ist. 

Mittels einer Empfindlichkeitsanpassung am Messverstärker wird die Signaldifferenz auf Null abgeglichen. 

Da Schadensformen in ihrer Anfangsphase nur lokale Auswirkungen haben, ist zunächst 

nur die Spannungsmatrix des defektnahen Sensors betroffen, der daraufhin eine Signaländerung 

zeigt. Der andere Sensor bleibt unbeeinflusst und als Ergebnis tritt ein Differenzsignal zwischen 

den Sensoren auf. Ein simulierter Signalverlauf für das Beispiel einer Rissentwicklung ist in Bild 10 

dargestellt. 

- 244 -

Detektionssensor 

Referenzsensor 

Bild 10: Ersatzbauwerk und Differenzmessverfahren 

- 245 - 

C3 

Peters 

Im rechten Diagrammteil ist die Änderung des Differenzsignals mit fortschreitender Risslänge bei 

konstanter Belastung abgebildet. FEM-Simulationen zeigen, dass sich allgemein geeignete Adaptionsorte 

für zu überwachende Schwachstellen finden lassen. Die Adaptionsorte lassen sich in einem 

tabellarischen Regelwerk zusammenfassen, sodass keine individuelle FEM-Analyse für jede Sensorapplikation 

erforderlich ist. 

Die FEM-Simulation von Schäden wurde in mehreren Schritten vollzogen. Zuerst wurden in einem 

globalen Modell des Trägers die Spannungszustände im Bereich der Schwachstellen untersucht. 

Anschließend wurden diese Bereiche entsprechend den Untersuchungen im Teilprojekt B3 im 

Detail analysiert, die Ergebnisse verglichen und mit Messungen am Ersatzbauwerk des TP B3 

bestätigt. Aus den Berechnungen und experimentellen Daten lassen sich die notwendigen 

Eigenschaften des Messaufnehmers bezüglich Messbereich und Messunsicherheit für eine 

zuverlässige Schadensdetektion ableiten. Die gewonnenen Ergebnisse lassen sich außerdem zur 

Überprüfung der bei der Kalibrierung ermittelten Übertragungsmatrix verwenden. 

Für den Laborversuch an der PTB wurde ein Aufbau entwickelt, der eine Variation der Lasteinleitungsposition 

zwischen den beiden oberen Lasteinleitungsstegen des Versuchskörpers ermöglicht 

(Bild 11). Bei der Konstruktion war zu beachten, dass keine Störkomponenten durch statische 

Überbestimmung in das Ersatzbauwerk eingeleitet werden können. Die Kräfte in den einzelnen 

Laststegen wurden jeweils mit einem Präzisionskraftaufnehmer bestimmt.

C3 

Peters 

Oberer Zentrierring 

Lagerschalen mit Wälzkörper 

Krafteinbringungsstücke, 

mit dem Ersatzbauwerk 

verschweißt 

3.2.6 Prüfungen an Beton 

Um Untersuchungen an Beton durchführen zu können, wurde eine 

Vorrichtung gefertigt, mit der die Prüfkörper in einer Kraft-Normalmesseinrichtung 

der PTB belastet werden können. Der in Bild 12 

gezeigte Aufbau dient der Adaption des Sensors in vorrangig für 

Druckbelastungen ausgelegten Werkstoffen wie Beton oder Stein. Für 

erste Untersuchungen wurde ein Belastungskörper verwendet, der aus 

derselben Betonmischung wie das Ersatzbauwerk des Teilprojektes B9 

hergestellt wurde. Der Betonwürfel wird mit druckweichen Bleiplatten 

in die Montagehalterungen eingebaut. Mit dem Aufbau wurde eine 

Ausführungsform des Adaptionsmodells für Messungen in Beton 

optimiert und die Möglichkeit eines eventuellen Einsatzes des Sensors in 

diesem Werkstoff untersucht. 

3.2.7 Alterungssimulation 

Ersatzbauwerk mit DMS Applikationen 

Lagerschalen mit Wälzkörper aus vergütetem Rundstahl 40 mm 

Hauptträger IPBv 200 - DIN 1025 

Bild 11: Versuchsaufbau Ersatzbauwerk 

Oberer Träger zur 

Kraftübertragung 

Kraftaufnehmer C4 100 kN, 

mit dem Unterstück verschraubt 

Zentrierring, mit 4 Stiften und 2 Spannelementen fixiert 

Eine dauerhafte Kapselung der DMS vor äußeren Einflüssen muss gewährleistet sein, um eine dem 

Bauwerk angepasste Lebenserwartung zu erreichen. Durch eine geeignete Wahl der Stahllegierung 

für das Sensorgehäuse beschränkt sich das Problem der Alterung auf den DMS und seine Verklebung. 

Die Lebensdauer des Sensors wird somit von der Kapselung des sensiblen Innenbereichs bestimmt. 

Für den Sensor wurden auch verschiedene Kunststoffe als Schutzmaterial untersucht. Der Innenraum 

des Sensors wird mit einer PTFE-Membrane verschlossen, die den Vorteil des Druckausgleichs 

zwischen Sensorinnerem und Umgebung bietet. Gleichzeitig wird die Sensibilität von Glasdurchführungen 

gegenüber starken Temperaturschwankungen umgangen. Der eigentliche Schutz 

der DMS vor der unerwünschten Feuchtigkeit wird durch eine Kunststoffschicht erreicht. Ein 

Großteil der Kunststoffe ermöglicht jedoch eine erhebliche Wasserdiffusion - eine 20 g Probe herkömmlichen 

Silikongummis nimmt z. B. bis zu 0,5 g Wasser auf. 

- 246 - 

Bild 12: Prüfungen an 

Beton

- 247 - 

C3 

Peters 

Es wurden deshalb verschiedene Abdeckmaterialien in einem temperierten Wasserbad erprobt. Die 

mit Schutzschichten versehenen DMS waren hierbei auf einer Stahlplatte appliziert (Bild 13). Eine 

Vielzahl von Gummiarten, Acrylate, Epoxidharze und Wachsschichten wurde auch auf Kombinationseffekte 

verschiedener Materialien untersucht, wobei ggf. eine zusätzliche Metallfolienabdeckung 

zur Anwendung kam. Anhand der gewonnenen Untersuchungsergebnisse wurden Prüfmuster von 

Sensoren erstellt. Sie wurden in Zugstäbe montiert und in Klimakammern untersucht (Bild 14). 

Hierbei kam die DIN IEC 68 2-30 zur Anwendung, die in der PTB die Grundlage für die Bauartzulassung 

von Wägezellen darstellt. Zur Anpassung an eine realistische Bauwerksumgebung mussten 

Versuche mit einer erhöhten Maximaltemperatur und mit einem zur Kondensatbildung führenden 

Temperatur- und Feuchteverlauf durchgeführt werden. Zwischen den Klima-Prüfzyklen erfolgte 

eine Untersuchung der in den Zugstäben eingebauten Sensoren auf Änderung ihrer Nullsignale und 

Empfindlichkeiten bei definierter Belastung in einer Kraft-Normalmesseinrichtung. 

Zur Zeit sind Prüfplatten auf einem Gebäudedach der Freiluftbewitterung ausgesetzt, um eine Korrelation 

zur beschleunigten Alterung im Wasserbad zu bestimmen. Erste Ergebnisse deuten auf einen 

Faktor größer als 200 hin. Das Ziel ist hier die Angabe einer zuverlässigen Lebensdauerprognose 

aus dem Korrelationsfaktor zwischen der normalen Freiluftalterung und den beschleunigten 

Alterungsformen. 

Bild 13: Edelstahlplatte zur Wasserbadlagerung mit 

verschiedenen Kapselungsmaterialien 


3.3.1 Adaptionsmodell 

Bild 14: Zugstäbe mit montierten, gekapselten 

Sensoren in der Klimakammer 

Mit dem Adaptionsmodell wird die mechanische Verbindung der Bohrungsinnenfläche im Bauwerk 

mit den im Sensor applizierten DMS beschrieben. Durch seine Ausführung werden vorrangig die 

Eigenschaften des Sensors definiert. In der ersten Projektphase wurde diesem Aufgabenpunkt eine 

besondere Beachtung geschenkt, um für alle spezifisch von der Adaptionsform abhängenden 

weiteren Arbeitspunkte eine zuverlässige Ausgangsbasis zu schaffen. Bei der theoretischen 

Untersuchung der Wechselwirkung zwischen Sensor und Bauwerk wurden sowohl verschiedene 

Adaptionsmodelle als auch deren jeweilige Rückwirkung auf das Bauwerk betrachtet. Die 

Adaptionsmodelle lassen sich durch zwei Extreme eingrenzen. Im Fall eines sehr weichen Sensors 

wird der Dehnungszustand der Bohrung nicht verändert, dagegen kann ein sehr harter Sensor den

C3 

Peters 

Ausgangszustand vor Einbringen der Bohrung wiederherstellen. Analytische, numerische und 

experimentelle Untersuchungen zeigen, dass eine Bohrung zu einer Spannungsüberhöhung am 

Bohrungsrand führt, die in Abhängigkeit der geometrischen Bedingungen den Faktor 2 bis 3 

erreichen kann. Die Ergebnisse werden in NEUBER [1958] und GIRKMANN [1954] bestätigt. Der 

Sensor kann uneingeschränkt in Bereichen appliziert werden, in denen vor dem Einbringen der 

Messbohrung keine Dehnungen von über 1 ‰ zu erwarten sind. Höhere Dehnungen sind zwar 

messbar, die Applikation muss jedoch im Einzelfall überprüft werden. In hochbelasteten Bereichen 

kann es zu plastischen Verformungen am Bohrungsrand kommen. 

Die Rückwirkung einer Sensorbohrung auf die zu überwachenden Schwachstellen wurde in 

Zusammenarbeit mit dem Teilprojekt B3 mittels numerischer Modelle untersucht. Dabei wurden 

besonders die typischen Sensorpositionen des Differenzmessverfahrens überprüft. Hierbei zeigten 

sich keine signifikanten Rückwirkungen. Für verschiedene Modelle blieben die durch die Bohrung 

verursachten Spannungsänderungen in den hochbelasteten Eckbereichen innerhalb der Unsicherheit 

der numerischen Berechnung. 

Bezüglich der Adaptionsform wurden über 50 Modelle untersucht. Sie sind Variationen vier 

verschiedener Grundtypen, die sich in ihrer Befestigungsart unterscheiden. Die Vor- und Nachteile 

der unterschiedlichen Adaptionsmodelle werden nachfolgend genauer beschrieben. 

3.3.1.1 Adaption durch Presspassung 

Die Adaption durch eine Presspassung 

wurde in drei Varianten untersucht 

(Bild 15). Der Sensor wurde als übermaßiger 

Ring eingepresst, thermisch 

gestaucht in die Bohrung eingebracht 

HBM 

oder als stark übermaßiger, geschlitzter 

Ring eingesetzt. Für jede Variante 

wurden verschiedene Bauformen aus 

Aluminium und Stahl getestet. Um Bild 15: Varianten von einpressbaren Sensoren 

eventuelle negative Auswirkungen von 

einbaubedingten Vorspannungen auf die DMS zu vermeiden, wurden sie teilweise erst nach dem 

Einbau appliziert. Alle Variationen führten zu unbefriedigenden Ergebnissen. Die Messsignale 

erreichten nur etwa 20 % der Werte, die eine FEM-Berechnung ohne Berücksichtigung innerer 

Gleitungen ergab. Starke Hystereseeigenschaften verursachten Messunsicherheiten, die bei keiner 

der Bauformen im Dehnungsmessbereich bis 1 ‰ unter 20 % lagen. Für die in der Bauwerksüberwachung 

auftretenden Dehnungen erwiesen sich alle beschriebenen Ausführungsformen 

einer Presspassung als ungeeignet. Gegen die Adaptionsform sprechen zudem die erforderlichen 

geringen Bohrungstoleranzen, die Gefahr des Verkantens beim Einbau sowie der Bedarf an 

Kühlmitteln bei der thermischen Presspassung. 

- 248 - 

HBM 

HBM 

HBM

3.3.1.2 Adaption durch Verschraubung 

- 249 - 

C3 

Peters 

In verschiedenen Ausführungen und 

Applikationsformen wurde eine Verschraubung 

des Sensors mit dem Bauwerk 

untersucht. Gewindehülsen (Bild 16) 

HBM 

wurden entweder mit DMS-applizierten 

Innenmembranen oder mit einer Innenumfangsbeklebung 

versehen. Die Eintauchtiefe 

in die Gewindebohrung wurde 

variiert und der Sensor mit einer Kontermutter 

verspannt. Die Adaption durch 

Verschraubung ergab ebenfalls keine 

Bild 16: Varianten von verschraubbaren Sensoren 

befriedigenden Ergebnisse. Stark nichtlineares Verhalten und erhebliche Hystereseerscheinungen 

führten zu Messunsicherheiten größer als 10 Prozent, was vermutlich durch Gleitungen an den 

Gewindeflanken verursacht wird. Die Messungen bestätigten auch, dass bei einer 

Schraubverbindung nur die ersten Gewindeflanken belastet werden. Befindet sich die 

Applikationsstelle der DMS im Aufnehmer hinter dem vierten Gewindegang, kommt es zu einer 

starken Verminderung der Aufnehmerempfindlichkeit. Neben der Eintauchtiefe des Sensors wurde 

auch das Anzugsmoment variiert. Die Übertragungseigenschaften erreichen letztlich aber keine 

befriedigende Werte. 

Auch eine Kombination aus Verschraubung und den unter 2.3.1.4 beschriebenen verspannbaren 

Sensoren ergab keine befriedigende Ergebnisse. Die mit einem Feingewinde (Steigung 0,25 mm) 

versehenen konischen Kontaktflächen zwischen Außen- und Innenteil des Aufnehmers sorgen 

dafür, dass sich das beidseitig abwechselnd geschlitzte Außenteil bei der Verschraubung in der 

gewindefreien Bauwerksbohrung verspannt. Sowohl die sonst notwendigen geringen Bohrungstoleranzen 

als auch der Aufwand des Gewindeschneidens in der Bauwerksbohrung konnten so 

umgangen werden. 

3.3.1.3 Adaption durch Verklebung 

Verschiedene Klebstoffe wurden zur 

Verklebung des Sensors im Bauwerk 

untersucht. Die verwendeten Kleber basieren 

auf Epoxidharzen und gelten als gut geeignet 

Kle 

für die Verklebung von Metallen. Als 

Werkstoff für die untersuchten Sensoren 

wurde Aluminium aufgrund seines niedrigen 

Elastizitätsmoduls gewählt, um die Belastung der Klebeschicht möglichst gering zu halten. Alle mit 

der Adaption durch Klebung erreichten Ergebnisse waren unbefriedigend. Trotz sorgfältiger 

Verarbeitung löste sich die Verklebung zum Teil bereits nach wenigen Lastwechseln. Die 

Messergebnisse waren stark mit Hysterese, Nichtlinearitäten und Kriecheinflüssen durchsetzt, was 

sich auf die ungünstigen mechanischen Eigenschaften der Klebeschicht zurückführen lässt. Typisch 

für die Adaption durch Verklebung ist ein progressiv ansteigender Signalverlauf. Insgesamt 

betrachtet ist die Verklebung somit wenig geeignet, langfristige Untersuchungen an Bauwerken 

durchzuführen. 

bstoff 

Bild 17: Varianten von verklebbaren Sensoren 

HBM 

HBM 

HBM

C3 

Peters 

3.3.1.4 Adaption durch Verspannung 

Bei der Adaption durch Verspannung 

F 

werden die konischen Kontaktflächen 

eines Innen- und Außenteils gegeneinander 

verspannt (Bild 18) Das Innenteil 

weitet das Außenteil auf, sodass 

sich der Sensor in der Bauwerksbohrung 

fixiert. Die Spannkraft kann dazu 

über eine äußere Verschraubung oder 

eine zentrale innere Schraube aufge- Bild 18: Varianten von verspannbaren Sensoren 

bracht werden. Die gewählten Konuswinkel 

liegen unter 4,3°, wodurch eine Selbsthemmung gewährleistet ist. In mehreren Entwicklungsschritten 

wurden Verbesserungen in verschiedenen konstruktiven Details erzielt: 

- Das Innenteil berührt das Außenteil nur auf einer begrenzten, innerhalb der Bohrungstiefe 

liegenden Kontaktfläche. 

- Das Außenteil ist mehrfach abwechselnd von oben und unten geschlitzt, sodass es sich in 

seinem Umfang gleichmäßig ausdehnen kann. 

- Die zwischen den Segmenten verbleibenden Querstege haben keinen Kontakt zum Innenteil. 

Hierzu sind entsprechende Freidrehungen im Innenumfang des Außenteils eingebracht. 

- Die Wandstärke des Außenteils ist so gering wie möglich gewählt. Die minimale Dicke wird 

dabei durch die notwendige Materialstärke im Übergangsbereich zu den Flanschsegmenten zur 

Einleitung der Anzugskraft begrenzt. 

- Die Größe der Anzugskraft wurde in mehreren Versuchen optimiert und bei der Anzahl und 

Stärke der Spannschrauben berücksichtigt. 

Schließlich ließen sich Dehnungen bis zu 1 ‰ am Bohrungsrand nahezu hysteresefrei und mit guter 

Linearität messen. Die entscheidende Verbesserung wurde durch eine eckige Bauform des 

Aufnehmers erreicht (siehe Schnittbild in Bild 19). Bei flächigem Kontakt im Bohrungsumfang 

setzt die Haftung zwischen Sensor und Bauwerk eine relativ niedrige Grenze für den Messbereich. 

Die aus der Verspannung entstehende radiale Anpresskraft führt zu einer tangentialen Haftung, die 

an keiner Stelle der Bohrungsinnenfläche aussetzen 

darf, da sonst Hysterese auftritt. Die axialen, 

linienförmigen Kontakte des eckigen Sensors 

reduzieren die oben beschriebene Messbereichseinschränkung 

der flächigen Dehnungsübertragung. 

Zwischen ihnen wird die Dehnung in Umfangs- 

richtung integriert und auf das mit DMS applizierte 

Innenteil übertragen. Die zur Haftung führende radiale 

Anpressung der Linienkontakte und die tangentiale 

Elastizität des Sensors wurden so angepasst, dass 

innerhalb des elastischen Bereiches von Stahl ein 

nahezu hysteresefreies, lineares Übertragungsverhalten 

erzielt wird. Bild 20 zeigt einen Vergleich der mit den 

- 250 - 

Bauwerk 

Segmente des geschlitzten Außenteils 

Innenteil 

DMS 

Zu messende 

Kräfte im 

Bauwerk 

Bild 19: Prinzipskizze des eckigen Sensors

- 251 - 

C3 

Peters 

verschiedenen runden Ausführungen (1 bis 3) und der eckigen Bauform (4) erzielten Messergebnisse. 

Die Dauerfestigkeit des beschriebenen 

Sensors wurde in Zusammenarbeit 

mit dem Teilprojekt B3 

überprüft. Auch nach über 1,5 

Mio. Lastwechseln ließ sich keine 

Änderung des Signalverhaltens 

feststellen. Mit dem in Abschnitt 

2.2.5 beschriebenen Differenzmessverfahren 

konnten auch am 

Ersatzbauwerk des Teilprojektes 

B3 Anfangsrisse ab 1 mm Länge 

erkannt werden. Bild 21a zeigt 

das Ersatzbauwerk mit dem ca. 

3 mm langem Riss und dem 

Aufnehmer zur Rissdetektion. Die 

Sensorsignale sind in Bild 21b in Abhängigkeit von der Risslänge zusammen mit den Messwerten 

des magnetischen Sensors aus Teilprojekt (TP) B4 dargestellt. Der nach 450000 Lastwechseln 

aufgetretene Riss wurde von den Sensoren gut erkannt. 

35 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

0 

Auf die Anfangssteigung 

normierte Empfindlichkeit 

Sensorsignal, 

TP C3 in 10 -2 mV/V, 

TP B4 in 10 -1 V 

Sensorsignal TP C3 

Sensorsignal TP B4 

Lastwechselzahl bei der Registrierung des Anrisses durch 

aufgeklebte Spulendrähte (Querschnitt an der Kerbe 

vollständig durchgerissen) 

Risslänge a in mm 

35 

Risslänge 

0 100000 200000 300000 400000 500000 600000 700000 

Bild 21: (a) Schaden mit appliziertem Sensor, (b) Messsignale bei Rissausbildung, 

1,02 

1 

0,98 

0,96 

0,94 

0,92 

0,9 

0,88 

Dynamische Untersuchungen mit sinusförmigen Anregungen bis 300 Hz zeigten keine 

Abweichungen von der statischen Empfindlichkeit. Resonanzen im Messaufbau lassen derzeitig 

keine Untersuchungen bei höheren Frequenzen zu. Mittels neuer Adaptionsstücke sollen die 

Untersuchungen bis zum Ende des Projektes auf ein Kilohertz ausgedehnt werden. 

Zur Messung räumlicher Zustände wurde das Sensorlayout entsprechend modifiziert. Um 

Dehnungen in der Längsachse aufzunehmen, wurden die Kontaktlinien unterbrochen. Die Wandstärken 

des Innenteiles wurden mittels FEM-Simulationen und Versuchen an diese Änderungen 

angepasst. 

Die zwei beschriebenen Ausführungsformen für ebene und räumliche Spannungsmessungen 

1 

2 

3 

1 2 3 4 

0 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 2,25 2,5 2,75 

Maximale Dehnung am Bohrungsrand in ‰ 

Bild 20: Messbereichserweiterung durch vieleckige Bauform 

4 

30 

25 

20 

15 

10 

5 

0

C3 

Peters 

wurden um eine weitere Bauform ergänzt, die für die Messung in tiefen Bohrlöchern – z. B. 

Brückenrollenlagern – geeignet ist. Statt der vier äußeren Zugschrauben wird eine innere Zug- und 

Druckschraube verwendet, die über einen eingeschraubten Abzieherring auch eine beschädigungsfreie 

Demontage des Sensors ermöglicht. Bild 22 zeigt die drei Ausführungsformen des Sensors. 

Der Durchmesser für die Messbohrung beträgt bei den abgebildeten Sensoren 18 mm. 

Bild 22: Innen- und Außenteil des Sensors für ebene Spannungsmessung (links), Außenteil mit 

Unterbrechungen in den Kontaktlinien für räumliche Spannungsmessung (Mitte), innenverspannbarer 

Sensor zur Montage in tiefen Messbohrungen (rechts), Spezial-DMS (vorne) 

Um die Messunsicherheiten durch ein nichtlineares elastisches Verhalten des stark vorgespannten 

Innenteiles zu reduzieren, wurde für den Sensor eine härtbare CrNiCuNb-Edelstahllegierung 

(Werkstoffnummer 1-4542) gewählt. Da eine derartig dünnwandige Struktur bei den Vergütungsbetrieben 

keine Erfahrungen für den Härtungsvorgang vorliegen, wurde in Zusammenarbeit mit 

dem wissenschaftlichen Gerätebau an der PTB eine angepasste Härtungsprozedur in vielen 

Versuchen ermittelt. Die Sensoren werden nach der Fertigung 5 Minuten bei 1030 °C losgeglüht, in 

bewegter Luft oder Öl gekühlt und anschließend für 4 Stunden bei 550 °C ausgelagert. Der 

Werkstoff erreicht so eine Zugfestigkeit Rp02 von 1200 N/mm 2 , die Oberflächenhärte beträgt 56 

Rockwell. 

3.3.3 DMS-Layout 

In der Versuchsphase zur Bestimmung des Adaptionsmodells wurden marktübliche DMS verwendet. 

Das Applizieren der DMS im Innenteil mit 13,8 mm Bohrungsdurchmesser erwies sich dabei 

als schwierig. Minimale Abweichungen von der optimalen Platzierung sind nicht zu vermeiden. Mit 

dem Abweichen der Sensorposition von dem Bereich der geringsten Wandstärke nimmt das Messsignal 

deutlich ab. Bei einer Vollbrückenschaltung von vier nicht exakt zueinander platzierten DMS 

treten geringere Dehnungen an den Messgittern der DMS auf, die zusammen mit einer gegenläufigen 

Phasenverschiebung der Ortsfrequenz zu einer Verringerung des Brückensignals führt. Zur 

Verbesserung der Positionierung wurde deshalb ein 

Mehrfachgitter-DMS entwickelt (Bild 23), bei dem 

die jeweiligen Gitter exakt zueinander auf einem 

Folienträger plaziert sind. Gleichzeitig verhindert 

er Qualitätseinbußen bei der Applikation, die durch 

- 252 - 

Bild 23: An die Sensorgeometrie angepasster 

Mehrfachgitter-DMS

- 253 - 

C3 

Peters 

das mehrfache Kleben einzelner DMS bei geringem Abstand und begrenzter Zugänglichkeit kaum 

zu vermeiden sind. Unter Zuhilfenahme einer speziellen Fixier- und Anpressvorrichtung kann eine 

an den jeweiligen Klebstoff angepasste Anpresskraft erzeugt werden und während des Aushärtevorgangs 

beibehalten werden. Das Layout beinhaltet sechs Halbbrückenschaltungen, die durch die 

Auslegung der Gitter und Zuleitungen symmetrisiert sind, um im Rahmen einer Messgenauigkeit 

von 10 -3 keine weiteren Maßnahmen zur Temperaturkompensation zu erfordern. Die sechs Halbbrücken 

ergeben sechs Messsignale, die zur Bestimmung der sechs räumlichen Spannungskomponenten 

genutzt werden können. Ebenso können sie zur Aufnahme der drei ebenen Komponenten mit 

erhöhter Genauigkeit zu drei Halbbrücken verschaltet werden. 

3.3.4 Kapselung der DMS 

Zur Kapselung der DMS wurden zwei unterschiedliche Varianten untersucht. Die hermetische, 

metallische Abdichtung ist derzeitig der Standard im Kraftaufnehmerbau. Der Aufnehmer wird 

dabei komplett metallisch verschweißt und die Messleitungen werden über Glasdurchführungen 

herausgeführt. Durch die geringen Abmessungen des hier beschriebenen Aufnehmers ergeben sich 

Schwierigkeiten beim Verschweißen der Öffnungen. Desweiteren ist die absolute Wasserundurchlässigkeit 

einer Glasdurchführung bei den möglichen Temperaturschwankungen und der 

geforderten Lebenserwartung fraglich. Eine hermetische Versiegelung des Innenraumes verursacht 

bei sehr hohen Temperaturschwankungen Messabweichungen durch thermisch bedingte Druckänderungen. 

Als Alternative bietet sich eine andere Kapselungsvariante an, bei der die Sensorspitze mit einer 

luft- und feuchtigkeitsdurchlässigen PTFE-Membrane verschlossen wird. Der eigentliche Schutz 

der DMS erfolgt durch eine Kunststoffkapselung, die entsprechend 2.2.7 entwickelt wurde. 

Hier erwies sich eine kombinierte Schicht aus einem Polymethylmethacrylat (PMMA), einem 

feuchtigkeitsbeständigen Klebstoff der Zahnmedizin und einer Butylgummi-Deckschicht als geeignet. 

Die Grenzschicht zwischen Edelstahl und Dichtstoff ist von besonderer Bedeutung für die 

dauerhafte Kapselung des DMS. Das PMMA reagiert vorrangig mit den Oxiden des Metalls, die bei 

Edelstählen allerdings nur in sehr geringem Ausmaß vorhanden sind. Daher basiert die Bindung des 

Klebstoffs bei Edelstahl hauptsächlich auf van-der-Waals-Kräfte. Diese 

sind jedoch empfindlich gegen das stark polare Wasser und werden 

langfristig unterwandert. Die durch das Wasser entstandene Ablösung 

lässt sich in Bild 24 gut erkennen. Im noch kontaktierenden Bereich 

schimmert das Metall durch, der abgelöste Bereich reflektiert das Licht 

am Luftspalt und erscheint weißlich. Für einen dauerhaften, chemisch 

stabilen Verbund zwischen Edelstahl und PMMA werden deshalb 

spezielle Haftvermittler benötigt, die eine Merkaptogruppe für den 

Edelstahl und eine Vinylgruppe für das Dichtmaterial als 

Reaktionspartner beinhalten. Bild 25 zeigt die durch einen Haftvermittler 

verlängerte Lebensdauer bei DIN IEC 68 2-30 Zyklen (mit auf 55 °C 

erhöhte Maximaltemperatur). 

Bild 24: Ablösung 

der Acrylatschicht 

Bei der Erstellung der Kapselung ist konsequent auf eine chemische, 

wasserundurchlässige Verbindung zwischen dem Kapselungsmaterial und dem Metall zu achten. 

Bei dem applizierten Sensor ergibt sich beispielsweise vor dem DMS ein nur 2 mm breiter Streifen, 

auf dem das Dichtmaterial das Metall kontaktiert. Zwangsläufig entstehende Verunreinigungen mit

C3 

Peters 

dem Klebstoff des DMS wurden durch ein 

nachträgliches Granulatstrahlen entfernt. Der 

DMS wurde dabei mit einer Abdeckvorrichtung 

geschützt. 

Trotzdem kam es zu erheblichen Differenzen 

der Haltbarkeit zwischen verschiedenen Probanden 

identischer Herstellung. Das Nullsignal 

blieb entweder über 100 Tage konstant oder 

veränderte sich nach einer Einsetzzeit von ca. 7 

Tagen. Ursache für die schnelle Alterung einiger 

Proben ist eine Diffusion von Feuchtigkeit 

entlang der nur 50 �m starken Polyethylen- 

Isolierlackschicht der Anschlusskabel. Da immer mit einer gleich langen PMMA-Ummantelung des 

isolierten Drahtes gearbeitet wurde, ergab sich eine konstante Einsetzzeit der Nullpunktverschiebung. 

Bei einigen Proben entstand an den Lötstützpunkten ein ausreichend entlackter Bereich, in 

dem das PMMA einen Wassertransport unterbinden konnte. Diese Proben erreichten eine deutlich 

höhere Lebensdauer. Entsprechend werden die Drähte nun auf 5 mm Länge entlackt und verzinnt. 

Eine Beschichtung des Zinnes mit Haftvermittlern ist wie beim Edelstahl für die zu erwartende Lebensdauer 

vorteilhaft. Bild 26 vergleicht die letztendlich entwickelte Kapselung mit kommerziellen 

Produkten. 

Nullpunktverschiebung in mV/V 

1,6 

1,4 

1,2 

1 

0,8 

0,6 

0,4 

0,2 

0 

Optimierte PMMA Dichtung 

HBM NG 150 Nitrilgummi 

HBM FG250 Silicon 

HBM ABM 75 Knetmasse mit AL-Folie 

HBM PU120 Schutzlack 

HBM AK22 Butylkitt 

MM F-Coat Butyl 

MM 3140 Silicon 

MM 3145 Silicon 

MM Acryl M-Coat D 

MM M-Coat W-1 mikrokrist. Wachs 

GE 744 Silicon 

GE 744 mit MM 4145 Silicon 

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 

Lagerzeit im Wasserbad in Tagen 

Bild 26: Vergleich kommerzieller Kapselungen mit der entwickelten PMMA/Butyldichtung 

Versuche, PMMA in Verbindung mit Haftvermittlern als Klebstoff für die DMS zu verwenden, 

scheiterten an den nichtlinearen elastischen Eigenschaften des PMMA. Es kam zu erheblich ausgeprägteren 

Kriecheigenschaften, die im Vergleich zu dem Adaptionsmodell etwa 10-fach höhere 

Messunsicherheiten verursachten und damit für Präzisionsmessungen ungeeignet sind. 

Prozentualer Verlust der 

Messempfinlichkeit 

- 254 - 

0 

-20 

-40 

-60 

-80 

-100 

PMMA ohne Haftvermittler 

PMMA mit Haftvermittler 

0 10 20 30 40 50 60 70 

Anzahl der Prüfzyklen 

Bild 25: Auswirkung eines Haftvermittlers


- 255 - 

C3 

Peters 

Wie schon in Abschnitt 2.1 erwähnt, wurde in der Industrie an der Entwicklung eines ähnlichen 

Sensors gearbeitet. Nach Aussagen des technischen Leiters eines daran forschenden Unternehmens 

konnten bisher einige grundlegende Probleme, wie z. B. die Adaption, nicht gelöst werden. Geplant 

ist deshalb eine Lizenzfertigung des im Teilprojektes C3 entwickelten und patentierten Aufnehmers 

PETERS [2000 (2)]. 


Die Entwicklung des beschriebenen Sensors wird zum Auslaufen des Projektes mit der 6-Komponenten-Kalibrierung 

erfolgreich beendet. Die Serientauglichkeit wird durch die geplante industrielle 

Verwertung der Forschungsergebnisse bestätigt. 

Von weiteren Untersuchungen in Beton wurde Abstand genommen. Durch die starken Inhomogenitäten 

im Material lässt sich in keiner sinnvollen Weise eine Spannungsmatrix ermitteln. Dazu 

notwendig wäre eine Stahlkralle, die in dem Material vergossen wird und eine Messbohrung für den 

Sensor besitzt. Damit wird der Sensor aber wieder in seinen Eigenschaften als Messaufnehmer in 

metallischer Umgebung genutzt, wofür die Entwicklung zum Ende der Förderperiode erfolgreich 

abgeschlossen ist. 

Der Sensor soll im weiteren Verlauf des SFB insbesondere vom Teilprojekt B3 genutzt werden. 

Untersuchungen in Beton sind mittels einer angepassten Stahlkralle geplant. Die Untersuchungen 

werden vom TP B9 und der MPA durchgeführt, die wie die BAM ein Nutzungsinteresse am Sensor 

auch außerhalb der SFB-Arbeiten haben. 

3.6 Finanzielle Ausstattung des Teilprojektes C3 

Jahr Personalkosten Geräte bis 

20000 DM 

Verbrauchsmittel 

Reisekosten 

1998 73.800 DM 6.000 DM 10.000 DM 2.500 DM 

1999 74.400 DM 2.500 DM 

2000 75.600 DM 2.400 DM 

2001 164.400 DM 4.000 DM 3.000 DM 

2002 86.400 € 2.045 € 1.500 € 

2003 88.800 € 1.023 € 1.300 € 

3.7 Literatur 

FRANZ, G., „Unmittelbare Spannungsmessung in Beton und Baugrund“, Der Bauingenieur 33 

(1958) Heft 5, Springer Verlag, Seite 190 – 195 

CASANOVA, N., INAUDI, D., PODHARDSZKY, H., ZEMANN, W., KLING, J., „Globale Bauwerksüberwachung 

mit Lichtwellenleitersensoren – Funktionsweise des Systems SOFO und 

Anwendungsbeispiele“, 13. Sitzung der AG6-Bautechnik, September1999, Lochham

C3 

Peters 

HABEL, W. R., „Monitoring des Lehrter Bahnhofs in Berlin mit einem komplexen, redundanten 

Messsystem“, Scientific Reports, 15. Internationale Wissenschaftliche Konferenz Mittweida, 

(2002), Seite 30 –40 

HABEL, W. R., HOFMANN, D., „Faseroptischen Mikrodehnungssensoren zur Baustoff- und 

Bauteilcharakterisierung“, Sensoren und Messsysteme 2000, Tagung Ludwigsburg, 

VDI/VDE-GMA Verlag GmbH, Düsseldorf, VDI-Berichte1530, Seite 495 – 512 

MAYER, N., HOFSTÖTTER, P., „Einsatz elektrischer und mechanischer Meßverfahren zur Langzeitmessung“, 

GMA Bericht 29, Beanspruchungsanalyse – neue Entwicklungen und Anwendungen, 

GESA Symposium, 10-11 Oktober 1996, Schliersee, VDI/VDE-GMA Verlag 

GmbH, Düsseldorf, Seite 225-235 

HOFSTÖTTER, P., PETER, J., „Messung der durch Erdabsenkungen hervorgerufenen Zusatzbeanspruchungen 

an erdverlegten Fernleitungen“, Bänder, Bleche, Rohre 12 (1971), Nr. 6, 

Seite 261-265 

BEHRENS, U., WIRTS, H., „Kraft-, Druck und Setzungsmessungen an einem Tiefbrunnen zur Entwässerung 

eines Braunkohle-Abbaugebiets“, Messtechnische Briefe, 19 (1983), Heft 3, 

Seite 53-57 

BÖCKMANN, F.-J., „Induktive Wegaufnehmer und DMS bei Modellversuchen zur Ermittlung des 

Tragverhaltens von Pfahlgruppen“, Messtechnische Briefe, 19 (1983), Heft 3, Seite 53-57 

SOHNIUS, D: „Zugkraftmessungen an Bewehrungsbändern einer Stützkonstruktion nach dem 

Bauverfahren bewehrte Erde“, Messtechnische Briefe 18 (1982) Heft 2, Seite 59 bis 64 

MENGER, Th., „Messtechnische Überwachung des Austausches eines Säulenstückes am Brandenburger 

Tor“, Messtechnische Briefe 38 (2002), Heft 2, Seite 2 bis 7 

KUMME, R., „Improvements of Dynamic Force Calibration“, Part II, Final Report, BCR 

Information Applied Metrology, European Commission, Luxembourg, 1995 

RÖSKE, D., „Zum Einfluß mechanischer Störkomponenten auf die Messung von Drehmomenten“, 

PTB-Bericht MA-63, Braunschweig, 1995 

WEIßENBORN, Ch., „Kalibrierung von Beschleunigungsaufnehmern bei mehrachsiger 

Anregung“ , Dissertation an der TU Braunschweig, November 2000 

NEUBER, H., „Kerbspannungslehre“, Springer-Verlag, Berlin, S. 225, 1958 

GIRKMANN, K., „Flächentragwerke“, Springer-Verlag, Wien, S 141 – 151, 1954 

Literatur aus dem Teilprojekt C3: 

RÖSKE, D., 1998, „Investigation of the Influence of Disturbing Components on the Torque 

Measurement“, Proc. of the 16th IMEKO TC3 Conference, Taejon, Korea, September 14-18, 

1998 pp. 280-285 

RÖSKE, D., 1999, „Zum Einfluss mechanischer Störkomponenten auf die Messung von 

Drehmomenten mit DMS-Aufnehmern“, Dissertation an der TU-Braunschweig, 

PTB-MA-63, Braunschweig 

PETERS M., TEGTMEIER, F., 2000 (1), „Determination of structural damage to buildings using 

microsensors based on strain gauge technology“, Proc. of the 16th IMEKO World 

Congress, Wien, September 25-28, 2000 

PETERS M., TEGTMEIER, F., 2000 (2), “Sensor zur Dehnungs- und Spannungsaufnahme in fes 

ten Materialien”, Patent beim Deutschen Patent- und Markenamt, Patent-Nr. 100 30 099, 

PCT Anmeldung PCT/DE01/02239, veröffentlicht unter WO01/98742 A2 

- 256 -

Geodätische Sensoren und Methoden zur Bauwerksüberwachung 

Abschlussbericht 

Prof. Dr.-Ing. W. Niemeier 

Dipl.-Ing. W. Katrycz 


- 257 - 

C4 

Niemeier 

Ein wesentlicher Bestandteil in der Methodik der Bauwerksüberwachung ist die Erfassung der Geometrie 

des Bauwerkes sowie ihrer Änderungen. Engere Zielsetzung ist die dreidimensionale Bestimmung 

von Geometrieänderungen an der Deponieoberfläche und im Deponiekörper, insbesondere 

an der Basisabdichtung. Aus dieser Aufgabenstellung ergeben sich spezielle Anforderungen an 

die dazu in Frage kommenden Messsysteme. Für Verformungsmessungen im Bereich der Deponiebasis 

stehen nur die Entwässerungsrohre der Basisdrainage oder eigens zu diesem Zweck auszulegende 

Messrohre zur Verfügung. 

An Systeme zur dreidimensionalen Erfassung von Verformungen der Basisabdichtung ist daher die 

Anforderung zu stellen, dass sie in diese, bauseitig vorgegebenen Rohre eingebracht werden können. 

Untersuchungen aus der ersten Förderperiode zeigten, dass sich hierfür primär inertiale Messsysteme 

eignen, s. 3.2.1, [KATRYCZ, 1999]. Diese nutzen drei Beschleunigungsmesser und drei 

Kreisel, wobei letztere Winkelgeschwindigkeiten (Drehraten) in bezug auf den Inertialraum liefern. 

Hauptziel des Arbeitsschwerpunktes „Inertiale Rohrvermessung“ im Teilprojekt C4 war es, die 

Tauglichkeit eines solchen Messsystems zur Bestimmung von Verformungen an der Deponiebasis 

nachzuweisen. 

Der Kenntnisstand zur Erstantragstellung ist in [GERTLOFF, K.-H., 1994] und [KNICKMEYER, 

E. H., 1992] wiedergegeben. Darin wird behauptet, dass inertiale Messsysteme aufgrund ihres Genauigkeitshaushaltes 

nicht zur Verformungsmessung von Deponiekörpern geeignet sind, wobei man 

sich auf Erfahrungen aus der Inertialnavigation und der Vermessung von Pipelines beruft. Das Genauigkeitspotential 

von Inertialmesssystemen wird danach im Dezimeterbereich angesiedelt. Die 

Ergebnisse der ersten Förderperiode bestätigten das für Filterungsverfahren, welche die zu bestimmenden 

Sensorfehler nicht auf Rohdatenebene ansetzen, sondern die aus den Laserkreisel- und Beschleunigungsmesserdaten 

hochintegrierten, in ein erdfestes Bezugssystem transformierten Geschwindigkeiten 

mit vorgegebenen Sollgeschwindigkeiten aus Stillstandsphasen verglichen. Analoges 

galt für vorliegende Positions- und Orientierungsinformationen, in denen die Filterungen im 

Koordinaten- bzw. Eulerwinkelbereich durchgeführt wurden. Daraus ergaben sich folgende Aufgabenstellungen 

im Berichtszeitraum: 

1. Weiterentwicklung und Fertigstellung eines Messsystems mit hochpräziser Sensorik um 

Verformungen des Deponiekörpers mit einer Genauigkeit von � 3 bis 5 cm Standardabweichung 

auf 100 m bestimmen zu können. Dazu stand wie in der ersten Förderperiode eine 

inertiale Messeinheit der Deutschen Montantechnologie GmbH, Essen, auf Mietvertragsba-

C4 

Niemeier 

sis zur Verfügung. 

2. Erweiterung und Verfeinerung der Auswertestrategien und der Sensor-Modelle in Hinblick 

auf deterministische Effekte (Temperatureffekte, systematische Driften) und Stochastik (unkorreliertes/korreliertes 

Rauschen, ggf. Quantisierungsrauschen). Ferner sollten Beschleunigungsmesser-Driften 

berücksichtigt werden. 

3. Weiterentwicklung der Software, um Driftparameter aus Zusatzinformationen schätzen zu 

können, wie sie während des Messablaufes selbst vorliegen. 

4. Adaption und Weiterentwicklung von Mess- und Kalibrierungssstrategien. 

5. Aufzeigen des Genauigkeitspotentials und der Tauglichkeit der Inertialvermessung zur 

Deponieüberwachung im Rahmen repräsentativer Testmessungen. 

Neben dem Hauptschwerpunkt der inertialen Rohrvermessung waren weitere Messmethoden, 

s. 3.2.8, zur Gewinnung sonstiger für andere Teilprojekte relevanter Geometriedaten im Zusammenhang 

mit der Überwachung von Deponiebauwerken zu adaptieren und als Serviceleistung zur Verfügung 

zu stellen. 


Engere Zielsetzung ist die dreidimensionale geometrische Erfassung von Geometrieparametern und 

Geometrieänderungen des Deponiekörpers, insbesondere der Basis. Aus dieser Aufgabenstellung 

ergeben sich spezielle Anforderungen an die Genauigkeit, Informationsdichte und Einsetzbarkeit 

der weiterzuentwickelnden Messsysteme. Schließlich sind Auswertemethoden bereitzustellen, welche 

die Identifizierung charakteristischer Änderungen erlauben. Damit zerfielen die methodischen 

Schwerpunkte insgesamt in: 

1. Hardwareausbau der hochpräzisen Inertialmesssonde zur dreidimensionalen Vermessung 

von Deponierohren. 

2. Verfeinerung der Modelle für Sensorfehler der Beschleunigungsmesser und Laserkreisel. 

3. Aufstellung angepasster Beobachtungsgleichungen für Kalmanfilterung bzw. Kalmanglättung. 

Dadurch werden die vor Ort verfügbaren Zusatzinformationen zur Driftbestimmung 

nutzbar gemacht. 

4. Weiterentwicklung der Mess- und Kalibriermethoden in der Deponierohrvermessung. 

3.2.1 Voruntersuchungen zur Rohrvermessung 

Für Verformungsmessungen im Bereich der Deponiebasis stehen nur die Entwässerungsrohre der 

Basisdrainage oder eigens zu diesem Zweck auszulegende Messrohre zur Verfügung. An Systeme 

zur dreidimensionalen Erfassung von Verformungen der Basisabdichtung ist daher die Anforderung 

zu stellen, dass sie in diese bauseitig vorgegebenen Rohre eingebracht werden können. Derzeit stehen 

drei Arten von Bohrlochvermessungssystemen zur Verfügung, die nach Adaption in der Deponievermessung 

eingesetzt werden könnten. Diese in der ersten Förderperiode durchgeführte Studie 

wurde in [KATRYCZ, 1999] zusammengefasst. Die Ergebnisse seien hier kurz zusammengestellt. 

Die Knickwinkelsonde ist eine Weiterentwicklung des Deflektometers zu einer mobilen Sonde und 

wird z.B. von der Firma Glötzl angeboten. Sie besteht aus zwei Läufern, die durch ein Kugelgelenk 

miteinander verbunden sind. Beide Läufer (“Nachläufer” und “Vorläufer”) haben dieselbe Länge 

und tragen je zwei Neigungssensoren, die Nick- und Rollwinkel erfassen können. Im Kugelgelenk 

- 258 -

- 259 - 

C4 

Niemeier 

ist eine Lichtquelle starr mit einem Läufer und ein CCD-Array starr mit dem zweiten Läufer verbunden, 

wodurch eine räumliche Erfassung des Winkels (“Knickwinkel”) zwischen beiden Läufern 

möglich ist. 

Zunächst wird das Azimut des Nachläufers durch externe Messung bestimmt. Mit den Daten der 

Neigungs- und Knickwinkelsensoren kann diese Richtungsinformation rechnerisch auf den Vorläufer 

übertragen werden. Anschließend wird die Sonde so weiterbewegt, dass der Nachläufer exakt 

die vorhergehende Position des Vorläufers einnimmt. Diese Forderung kann nur in dafür geeigneten 

Messrohren, idealer weise in Nutrohren, erfüllt werden. Diese stehen in den Anwendungsfällen des 

SFB 477 jedoch nicht zur Verfügung. 

Das System “Maxibor” der schwedischen Firma SolExperts funktioniert nach einem analogen 

Prinzip. Hier stellt jedoch eine auf ein CCD-Array abgebildete Ringlibelle den einzigen Neigungssensor 

dar. Alle weiteren Winkel werden mit Hilfe von beleuchteten Ringen ermittelt, die ebenfalls 

auf das CCD-Array abgebildet werden. Die gesamte Sonde hat eine Länge von 8 Metern. Das CCD- 

Array ist in Fahrtrichtung ausgerichtet, sodass es die vor ihm liegende Ringlibelle sowie zwei beleuchtete 

Ringe abbildet. Die Ringlibelle und der erste Ring sowie erster und zweiter Ring haben 

Abstände von jeweils 3 Metern. Das erste Paar erfüllt hier im Vergleich zur Knickwinkelsonde die 

Funktion des Nachläufers, das zweite Paar die Funktion des Vorläufers. Das System erwies sich aus 

denselben Gründen als ungeeignet, die für die Knickwinkelsonde genannt wurden. 

Es ist also ein Messsystem erforderlich, das sowohl Längen- als auch Orientierungsmessungen in 

autarkem, unterirdischem Betrieb bei frei laufender Messsonde ermöglicht. Das gelingt durch den 

Einsatz eines Inertialsystems, das drei Beschleunigungsmesser und drei Kreisel umfasst, wobei 

letztere Winkelgeschwindigkeiten (Drehraten) bezüglich des Inertialraums liefern. Solchen Systemen 

liegt die Erkenntnis zugrunde, dass sich durch autarke Messung in einem abgeschlossenen 

System nur erfassen lässt, ob das Bezugssystem der Sensorik von einem Inertialsystem abweicht, 

also entweder beschleunigt ist oder rotiert. Ist weder das eine noch das andere der Fall, so kann man 

dem Trägheitsprinzip zufolge bloß die Aussage treffen, dass die Geschwindigkeit des Sensor-Bezugssystems 

konstant aber unbekannt ist. Durch externe Bestimmung von Anfangsposition und 

Anfangsgeschwindigkeit lässt sich diese Unbestimmtheit aufheben. Nach Messung von Beschleunigungen 

und Winkelgeschwindigkeiten lassen sich dann die aktuellen dreidimensionalen Geschwindigkeitskomponenten 

sowie die räumlichen Orientierungswinkel des Sensorsystems zu jedem 

Zeitpunkt errechnen. 

3.2.2 Hardware-Adaption 

Die Inertialmesseinheit "IMU 5" der Fa. Deutsche Montantechnologie GmbH. (DMT) setzt sich aus 

drei Ringlaserkreiseln GG 1320, Honeywell, sowie drei Beschleunigungsaufnehmern QA 2000-30, 

AlliedSignal (jetzt: Honeywell) zusammen. Es wird dem Teilprojekt für Messeinsätze auf Mietvertragsbasis 

zur Verfügung gestellt. Ein Ausschnitt aus den vom Hersteller angegebenen Leistungsdaten 

wird in Tab.1 gegeben. In Abb. 1 findet sich eine Ansicht des Sensor- und Elektronikblockes 

nach der Adaption für die Rohrvermessung.

C4 

Niemeier 

3 Honeywell Laser Gyros GG1320 Dig-Gyro 

Dynamic Range: � 400 deg/s 

Drift/Offset: < 0.003 deg/h 

Random Walk: < 0.003 deg/�h 

Resolution: 0.0003 deg 

Linearity Error: < 10 ppm 

North Seeking: < 0.05 deg 

3 Allied Signal Servo Accelerometers QA2000-30 

Dynamic Range: � 10 g 

Drift/Offset: < 100 �g 

Resolution: < 1 �g 

Linearity Error: < 100 ppm 

- 260 - 

3-Channel AD-Converter: 

24bit, real integrating 

Sample Rate: 50 Hz...1 kHz 

Linearity Error: 1 ppm 

Temperature Drift: 0.2 ppm/K 

Data Aquisition, Data Processing: 

PC104 Module (Intel Pentium 266MHz) 

64MB RAM, 512 MB Silicon Flashdisk 

6 Seriell Ports (3 IrDA), 1 Parallel Port 

Ethernet Port 

Tab. 1: Leistungsdaten der Inertialmesseinheit „IMU 5“ (Quelle: Deutsche Montantechnologie) 

Der Sensor- und Elektronikblock war ursprünglich nicht für die Rohrvermessung ausgelegt und 

seine Abmessungen daher für diese Zwecke ungeeignet. Die Nutzung zur Rohrvermessung machte 

daher eine Neumontage wie sie in Abb. 1 dargestellt ist nötig. Diese Montage wurde von den Firmen 

iMAR GmbH sowie Deutsche Montantechnologie GmbH durchgeführt. Dabei war darauf zu 

achten, dass das System für seine ursprüngliche Anwendung im Bergbau weiterhin nutzbar bleibt. 

Aus diesem Grund wurden die Spezifikationen über den im Deponiebetrieb nötigen Explosionsschutz 

hinaus um Schlagwetterschutz erweitert. 

Schraubschauglas 

Stopfen 1 Stopfen 2 Stopfen 3 

Prozessor Sensorblock A/D-Wandler Akku-Block 

Abbildung 1: Ansicht der Inertialmesseinheit “IMU 5” (ohne Fahrwerk) 

Das von der Deutschen Montantechnologie aufbauend auf diesen Spezifikationen entwickelte 

Gehäuse ist 880mm lang und hat einen Außendurchmesser von 193.5 mm. Das Gehäuse besteht aus 

zwei Rohren, zwei Außenstopfen und einem Mittelstopfen. Die Wandstärke der beiden nahtlos gezogenen 

Edelstahlrohre beträgt 5,5 mm. Die Stopfen selbst bestehen aus Messing. Alle Gehäuseteile 

halten einem äußeren Druck von mindestens 30bar stand, das entspricht einer Tauchtiefe von

- 261 - 

C4 

Niemeier 

ca. 300 m. Die Ausstellung der Konformitätsbescheinigung BVS 01.E.2021 durch die Bergbau- 

Versuchsstrecke (BVS), Dortmund, erfolgte 2001. Das Kennzeichen des elektrischen Betriebsmittels 

ist: EEx d IIB T4. 

In Stopfen 1 sind drei Schraubschaugläser Typ NQ 98/1 eingelassen. Sie dienen der galvanisch getrennten 

optischen Datenübertragung nach IrDA-Standard. Rascheres Auslesen der Messdaten und 

Wechsel des Akkublocks ist außerhalb des explosionsgefährdeten Bereiches bei geöffnetem 

Gehäuse über eine Ethernet-Schnittstelle möglich. An Stopfen 1 ist ferner ein L-Profil befestigt, auf 

dem das Prozessormodul, der Sensorblock und das AD-Wandlermodul montiert sind. Unterhalb des 

L-Profils ist die Spannungswandlerplatine befestigt. 

Abbildung 2: Handhabung der “IMU 5” (hier ohne Fahrwerk). Oben, links: Über einen magnetischen 

Schalter ist das Hochfahren des Systems auch im explosionsgefährdeten Bereich möglich. 

Das Starten des Messprogramms erfolgt durch Infrarot-Datenübertragung durch Schaugläser, s. 

Abb.1. Oben, rechts und unten: Der Wechsel der Akkumulatorblöcke hat im ungefährdeten Bereich 

zu geschehen. Ladungszustand und Temperatur der Akkus kann digital überwacht werden. 

Die Stromversorgung erfolgt durch zwölf in Reihe geschaltete Nickel-Cadmium-Akkumulatoren 

vom Typ VR10SF der Fa. Saft. Sie sind als Block zwischen Stopfen 2 und Stopfen 3 angeordnet 

und auswechselbar. Jeder dieser Akkumulatoren hat eine Nennspannung von 1,2V und eine Nennkapazität 

von 10Ah. Der Energieverbrauch des Inertialsystems beträgt im Mittel ca. 25W, sodass 

eine Einsatzzeit von mehr als 5h gesichert ist. Eine elektronische Lastabtrennung überwacht die

C4 

Niemeier 

Akkumulatoren vor Tiefentladung, Übertemperatur und erhöhter Stromentnahme. 

Abbildung 3a: Das Gesamtsystem mit motorisierter Lafette des TP D1 (links) und gekapselter Sensorik 

mit Fahrwerk (rechts). 

Abbildung 3b: Detailansicht der Kupplung und Infrarotschnittstellen. 

Ein IBM-kompatibler Rechner im PC104-Format mit Peripheriekomponenten steuert den Messablauf 

und die Datenspeicherung. In der zweiten Förderperiode wurde die CPU auf einen Intel Pentium 

Prozessor mit 266MHz Taktfrequenz und 64MB RAM aufgerüstet. Zur Datenspeicherung 

wird eine 512MB Silicon Flashdisk eingesetzt. Durch diese Umrüstung wurde die Gefahr der Ausbildung 

eines signifikanten Temperaturgradienten innerhalb des Gehäuses verhindert, welcher die 

dominante Fehlerquelle für Ringlaserkreisel darstellt. Dadurch konnte auf eine Überwachung des 

Temperaturhaushaltes innerhalb der Messeinheit, wie sie im Folgeantrag zur zweiten Förderperiode 

angedacht war, unterbleiben. 

Wesentlicher Teil der Weiterentwicklung der Messsonde in der zweiten Förderperiode war neben 

- 262 -

- 263 - 

C4 

Niemeier 

der Elektronik-Aufrüstung (die finanziell von der DMT getragen wurde) die Entwicklung des 

Fahrwerkes und der Kupplung. Damit wurde eine motorisierte Lafette des Teilprojektes D1 (Fricke, 

Collins) für den Antrieb der Sonde im Rohr nutzbar gemacht, s. Abb. 3a. 

Arbeitsgespräche mit dem TP D1 und Begehungen der Zentraldeponie Deiderode (Landkreis Göttingen) 

führten auf die Spezifikation, die gesamte Sondenlänge durch das Fahrwerk so kurz zu halten, 

dass die Sonde auch bei Rohrkrümmungsradien von 3m unter der Vorgabe von 300mm Innendurchmesser 

des zu befahrenden Rohres einsetzbar bleibt. Analoge Anforderungen waren auch an 

das Kupplungselement zu stellen. Die Konstruktion sowie die Fertigung des Fahrwerks und der 

Kupplung erfolgten durch die DMT. Es stehen zwei Satz Räder aus säurefestem Kunststoff und 

seewasserbeständigem Messing zur Verfügung. Das Gesamtsystem ist Abb. 3a,b zu ersehen. 

3.2.3 Grundprinzip der Inertialvermessung 

Sind zu einem Anfangszeitpunkt Position, Geschwindigkeit und Orientierung gegeben, so werden 

die von den Kreiseln stammenden Rotationsdaten herangezogen, um die gemessenen Beschleunigungen 

vom Fahrzeugkoordinatensystem rechnerisch in ein erdfestes Koordinatensystem zu transformieren. 

Einmalige Integration dieser Beschleunigungen liefert dann Fahrzeug-Geschwindigkeiten, 

nochmalige Integration liefert schließlich Positionen zu jedem Abtastzeitpunkt, vgl. 

[SCHWARZ, 1994], [SAVAGE 2000a], [JEKELI, 2001], [NIEMEIER, KATRYCZ, 2001], 

[KATRYCZ, NIEMEIER, 2001], [KATRYCZ, NIEMEIER, 2002], [KATRYCZ, 2002]. 

Die Entwicklung von Auswertemethoden zerfällt in die Bereiche Datenkonvertierung, deterministische 

Integration für ideale Sensoren, Kalibriersoftware, Einfügen der Kalibrierparameter in die 

Auswertung und Filter- bzw. Glättungsmethoden zur Korrektion wegen Rauschens und Sensordriften. 

3.2.4 Deterministische Auswertung 

Hierbei erwies sich die Verwendung von normierten Quaternionen als Parameter zur Darstellung 

räumlicher Rotationen deswegen als vorteilhafter im Vergleich zu Euler- oder Cardanwinkelsätzen, 

da dadurch ein Übergang von linearisierten zu linearen Differentialgleichungssystemen gelingt. Als 

Mechanisierungsgleichungen für den idealen Sensor wird nunmehr: 

� 

e e e � 

� � 0 � �1 

�� 

2 �� 

3 � � 0 � 1 � 2 � 3 � 

� 

� � 

� � 

� 

e e e � 

e 1 �� 

1 0 � 3 �� 

2 � � 1 0 � 3 2 � e 

q� eb � � � 

� � � 

� � qb 

� � 

e e 0 � e � 

(1) 

2 � 2 � 3 0 �1 

2 3 

1 

� 

� � 

� � 

� � 

� �e 

e e � � 

� �� 

3 � 2 �� 

1 0 � � 3 � 2 1 0 � � 

� 0 � e3 

e2 

� 

� 

� 

v� e � a � g � 2 � � e3 

0 � e1 

� � v 

(2) 

� 

� 

�� 

e2 

e1 

0 � 

mit den Definitionen: 

� e1 

� 

� � 

�e 

2 � : � � 

�e 

� 

� 3 � 

e 

eb 

, 

�� 

� 

�� 

� 

�� 

1 

2 

3 

� 

� 

� : � � 

� 

� 

b 

ib 

(4)

C4 

Niemeier 

e 

angesetzt. Dabei sind: q b die Richtungsquaternion der Transformation des Sensorsystems b in ein 

e 

beliebig wählbares erdfestes Koordinatensystem e, q� eb ihre Ableitung nach der Zeit (in bezug auf e 

b 

im Sinne des Satzes von Coriolis), � ib die gemessenen Winkelgeschwindigkeiten nach Kalibrie- 

e 

rung, � eb die Erddrehrate, dargestellt in e, v� e die Beschleunigung und v die Geschwindigkeit im 

System e, a die gemessene Beschleunigung nach Kalibrierung und Transformation in das erdfeste 

System e und g die Erdschwerebeschleunigung vgl. [SCHWARZ, 1994], [DAMBECK, 1999], 

[SAVAGE, 2000a], [LOGAN, 2000], [JEKELI, 2001], [FOPPE, 2001], [NIESE, 2002]. Eine geschlossene 

Integration der „Mechanisierungsgleichungen“ (1), (2) ist nicht möglich. Es wurde ein 

Integrationsalgorithmus implementiert, der auf dem Runge-Kutta-Verfahren basiert. 

3.2.5 Kalibriergrößen und Driften 

Die Gleichungen aus 3.2.4 sind nur für ein ideales Meßsystem erfüllt. Tatsächlich weichen die Sensoren 

in folgender Weise von den oben vorausgesetzten Modelleigenschaften ab: Sie haben Offsetwerte 

die von Null und Skalenfaktoren die von Eins verschieden sind und sind nicht rechtwinkelig 

aufeinander ausgerichtet. Ihre Offsetwerte sind nicht konstant und müssen letztlich als korrelierte 

Zufallsprozesse mit nichtlinearem Trend angesetzt werden. Sie können Nichtlinearitäten erleiden, 

die von der Größe des Messwertes abhängen. Es können sich signifikante Abhängigkeiten von äußeren 

Parametern ergeben. In der Antragstellung wurden hier insbesondere Temperaturabhängigkeiten 

in Betracht gezogen. 

Die in Punkt 6 genannten Temperatureinflüsse konnten durch Hardware-Adaption soweit verringert 

werden, dass auf eine messtechnische Erfassung eines Temperaturgradienten innerhalb des Gehäuses 

verzichtet werden konnte, s. 3.2.2. Damit geht die Temperaturabhängigkeit nicht in die Fehler- 

Modellierung im Auswertealgorithmus ein. 

Die übrigen Effekte sind bei den Beschleunigungsmessern im Verhältnis zu den gleichnamigen 

Effekten der Laserkreisel dominant. Für inertiale Sensoren empfehlen IEEE-Standards Ansätze der 

folgenden Form vgl. [IEEE, 1972, 1978, 1981]: 

2 

3 

A1i � a 

�i � K 2ai 

� K 3ai 

� d oa 

p � d pa 

o � K ipa 

ia 

p � K ioa 

ia 

o 

(5) 

�� 

� �� 

� �� 

�� 

Meßgröße Nichtlinearitäten 

Fehlausrichtungen 

Kreuzkopplungen 

Rein zeitabhängige Effekte wie polynomiale Driften werden wie folgt modelliert: 

�δa0 

� 

� � 

� δa 

n 

1 � 

A 2 � �It�I�t�I�� (6) 

� 

� � 

� � 

�δa 

n � 

worin I die 3� 3-Einheitsmatrix 

darstellt. Die im TP C4 entwickelte Implementierung fasst die Ansätze 

(5) und (6) zusammen zu: 

A determ. 

( t ) � M( 

t) 

�u 

(7) 

Hierin sind L (t) 

als Steuereingangsmatrix und u als Stellgrößen im Sinne der Theorie linearer 

Systeme zu verstehen. Der Stellgrößenvektor u enthält ausschließlich Konstante und wird als 

- 264 -

Unbekanntenvektor im Sinne der Schätztheorie angesetzt. 

3.2.6 Kalibrierverfahren 

Pf. 1 

- 265 - 

90° 

Pf. 2 

-90° 

+90° 

+180° 

C4 

Niemeier 

Pf. 3 

Abbildung 4: Prinzipskizze der Initialisierungsmessung und Kalibrieranordnung. Die Sondenposition 

und ihre räumlichen Orientierungsparameter werden durch 3D-Vermessung mit einem Tachymeter 

bestimmt. Die räumlich bekannten Punkte Pf. 1-3 dienen der Georeferenzierung. Um linear 

unabhängige Bestimmungsgleichungen für die relevanten Kalibrierparameter zu erhalten, wird die 

Sonde durch Drehungen um 90° oder 180° in mehrere Lagen gebracht und jeweils neu vermessen. 

Zur Bestimmung der Unbekannten u sind Zusatzinformationen einzuführen. Dazu gibt es folgende 

Möglichkeiten: 

1. Die Einführung von Messinformation aus Initialisierung und Feldkalibrierung. Dabei werden 

3D-Positionen von fixen Referenzpunkten an der Sondenaußenhülle bestimmt, vgl. 

Abb. 4. Als indirekt daraus hergeleitete Messinformation könnte man Orientierungen nennen. 

Diese werden jedoch in der Kalman-Glättung nach 3.2.7 aus gegebenen Positionen bestimmt. 

2. Die Einführung von Sollgeschwindigkeiten, hier: durchwegs Nullgeschwindigkeiten aus 

Stillstandsphasen (Zero Velocity Updates - ZUPTs). Doch auch in der Stoßmodellierung 

kann, wenn der Stoßzeitpunkt identifiziert wurde, der darin auftretende Vorzeichenwechsel 

einer Bewegungskomponente als momentane Nullgeschwindigkeit in einer definierten 

Richtung eingeführt werden. Gleiches gilt für Nullgeschwindigkeitskomponenten während 

der Fahrt aufgrund des teilweise „geführten Vortriebs“ im Rohr: die Komponenten von v 

parallel zu den Auflagerkräften in den Rädern sind bei ruhiger Fahrt null. 

Als Kalibriertechniken wurden neben gängigen Methoden der Laborkalibrierung, siehe dazu 

[NIESE, 2001] und [ELLUM et al., 2002], folgende Verfahrenspunkte in der praktischen Messung

C4 

Niemeier 

und in der Auswertung angewandt: 

1. Initialisierungslauf der ruhenden Sonde, in dem die dominantesten Driftparameter bestimmt 

werden. Dies ist Voraussetzung für die Konvergenz der Kalman-Filterung bzw. des Glättungsansatz 

nach 3.2.7, dem das Gauß-Newton-Verfahren zugrunde liegt. 

2. Initialisierungsmessungen durch dreidimensionale Einmessung von bezüglich des 

Sensorzentrums exzentrischen Referenzpunkten an der Sondenoberfläche, vgl. Abb. 4. Aufbauend 

darauf werden neben Anfangswerten für Positions- und Orientierungsparameter 

auch präzise Werte für Schwerebeschleunigung und Winkelgeschwindigkeitsvektor der Erdrotation 

im Sensorkoordinatensystem ermittelt. 

3. Regelmäßige Unterbrechung der Fahrt durch Stillstandsphasen (Zero Velocity Updates - 

ZUPTs) zum Nullgeschwindigkeitsabgleich. Dieser überprüft die integrierten Geschwindigkeiten 

zu diesen Zeitintervallen auf Nullwert. 

4. Modellierung der Einschränkungen in der Bewegung der Sonde, die sich im Zuge des Rohrvortriebes 

ergeben. 

3.2.7 Glättungsstrategien 

Stochastische Rauschanteile in den Sensordaten neben den deterministischen Einflüssen A ges (t) 

aus Glg. (7) werden in der Form A stochast. ( t) � n( 

t) 

mit gegebener Varianz/Kovarianz-Matrix Σ nn 

angesetzt und die Summe aller Sensordriften nach: 

A ( ) � A ( t) 

� A ( t) 

. (8) 

ges t determ. stochast. 

Für die Fehlerzustände der Orientierungsparameter, der Geschwindigkeiten und der Positionen wird 

der folgende Ansatz mit zeitlich konstanten Stellgrößen u angesetzt: 

z� ( t) 

� F( 

t) 

� z( 

t) 

� G( 

t) 

�n( 

t) 

� L( 

t) 

� u . (9) 

Darin sind: z (t) 

Fehlerzustände, F (t) 

die zugehörige Systemmatrix, G (t) 

die Störeingangsmatrix 

und L (t) 

die Steuereingangsmatrix. Für die Systemmatrix F (t) 

und die Störeingangsmatrix G (t) 

finden Ansätze Verwendung, wie sie für die hochpräzise inertiale Nahbereichsvermessung auch von 

[DAMBECK, 1999] untersucht wurden. Die für unsere Anwendungsfälle aufgestellte Steuereingangsmatrix 

L (t) 

ergibt sich aus G (t) 

in Kombination mit der Matrix M (t) 

aus Glg. (7): 

L( t) � G( 

t) 

� M( 

t) 

(10) 

Nach den Verfahren der linearer Filterung, vgl. [GELB, 1974], lautet Glg. (9) in diskreter Form: 

z � Φ �1 

� z � Γ �n 

� Λ � u 

k �1 k , k k k k k 

(10) 

mit der Transitionsmatrix Φ k �1, 

k ergibt. Sukzessive Anwendung von (9) lässt die Erweiterung zu 

dem Gleichungssystem 

� z � � Φ1, 

0 � � Λ 

1 

0 

� � � � � 

�z 

� �Φ 

2, 

0 � � Φ 2, 

1 � Λ 0 � Λ 

2 

1 

� � � � � � z 0 � 

� � � � 

� � � � � 

� � � � � 

�z 

� �Φ 

n, 

0 � �Φ 

n, 

1 � Λ 0 �� 

� Λ 

n 

� � Γ 0 

� � 

� �Φ 

2, 

1 � Γ 

� �u 

� � � 

� � 

� � 

� �Φ 

n, 

1 � Γ 

0 

- 266 - 

Φ 

Γ 

� Γ 

n�1 

0 n, 

2 1 

n�1 

1 

0 

� 

1 

� 

� 

� 

� 

Γ 

0 

0 

� 

� � n 0 � 

� � � 

� � n1 

� 

� (11) 

� � � � 

� � � 

� � � 

� �n 

n� 

�

zu. Für den Vektor � � T 

T T 

T 

n n 

- 267 - 

C4 

Niemeier 

n 0 1 � n�1 

kann nun ein beliebiges Varianz-Kovarianz-Modell, 

dargestellt durch die Matrix Σ nn , eingeführt werden. Für den Vektor der Fehlerzustände 

� � T 

T T 

T 

z z 

z � wird ein Beobachtungsmodell der Form 

1 2 

n 

� v1 

� �H 

1 

� � � 

� � � � � � 

� � � 

� v n � � 0 

� 

� 

� 

0 � � z1 

� � l1 

� 

� � � � � 

� � �� 

� � � � � � 

H � � � � � 

n � �z 

n � �l 

n � 

(12) 

nach dem Gauß-Newton-Verfahren angesetzt. Für die linearen oder linearisierten Beobachtungen 

� � T 

T 

T 

l 

l1 � n wird ein Varianz-Kovarianz-Modell, dargestellt durch die Matrix ll 

Schreibt man für Glg. (11) kurz 

1, n 1, n 

z � �Φ0 1, n �z 

0 � 0, n 0, n 

Λ ��Γ0, n �n 

u 

�� 

� � 

(13) 

und für Glg. (12) analog 

v � 

1, n 1, n 1, n 1, n 

� H1, 

n � z l , (14) 

so erhält man durch Einsetzen und Umstellen 

1, n 

1, n 0, n � v � 1, n 1, n 1, n �z 

0 � 1, n 

� I H1, 

n � Γ 0, n ��H1, n � � Φ 0 Λ ��l�o Σ , eingeführt. 

� 

� 0, n 

n � 

� � 

�� 

u �� 

� � 

(15) 

Es liegt demnach das lineare oder linearisierte funktionale Modell des Allgemeinfalls der Ausglei- 

chungsrechnung vor, vgl. DIN 18709 Teil4. Für die Residuen � � T 

1, n T 0, n T 

v n kann man nun ein 

beliebiges stochastisches Modell mit der Varianz-Kovarianz-Matrix Σ vnvn einführen. Verallgemei- 

1, m 

nert man Glg. (12) zu einer vollbesetzten Matrix H 1, n mit m � n (vektoriellen) Beobachtungen, so 

liegt der Kollokationsfall nach Krarup/Moritz vor, vgl. [MORITZ, 1973]. Für den Fall unkorrelier- 

1, n 

0, n 

ter Beobachtungen v und Störeingänge n zerfällt das System (13) wie man zeigt zum 

Algorithmus der Kalman-Glättung nach Rauch-Tung-Striebel, vgl. [AUSSEMS, 1999], 

[KATRYCZ, 2003b]. 

Für die Verwertung der exzentrischen Positionsbestimmung sowie für alle weiteren Zusatzinformationen 

aus Feldkalibrierung, Stillstandsphasen und eingeschränkter Sondenbewegung bei Vortrieb 

im Rohr wurden Beobachtungsgleichungen aufgestellt. Sie wurden in Quaternionen- Schreibweise 

formuliert und sind [KATRYCZ, 2003b] zu entnehmen. Eingeführt werden sie in das System (14), 

da sie als Beobachtungen im Sinne der Schätztheorie aufzufassen sind. 

Für die Ausführung der Auswertung wurde sowohl der sequentielle Ablauf als auch die En-Bloc- 

Auswertung implementiert. Eine graphische Benutzeroberfläche vereinfacht das Aufstellen von 

Steuerdateien, die Zeitpunkte und Zeitintervalle festlegen, in denen Zusatzinformation gültig ist, 

siehe Abb. 5. Diese Information zur Programmsteuerung bestimmt den Aufbau des Systems (14).

C4 

Niemeier 

Abbildung 5: Graphische Benutzeroberfläche zur Steuerung des Programmablaufes 

Zur numerischen Stabilisierung der Auflösung nach [MORITZ, 1973] wurde die Kleinste-Quadrate- 

Schätzung mit Hilfe des Householder-Verfahrens auf den Allgemeinfall (15) ausgedehnt, vgl. 

[KATRYCZ 2003a]. Dazu ist (15) jedoch vorab zu homogenisieren, also so mit einer passenden 

1, n 

0, n 

Transformationsmatrix zu multiplizieren, dass die transformierten Residuen v~ und n ~ nach 

Σ vnvn 

~ ~ ~ ~ � I verteilt sind. 

3.2.8 Weitere Messmethoden 

Im November 2001 wurde auf der Hausmülldeponie Deiderode des Landkreises Göttingen an einer 

günstig gelegenen Böschung in Zusammenarbeit mit den Teilprojekten D1, B5 und B6 eine Beprobung 

durchgeführt. Als Grundlage für die mechanische Modellierung in diesen Teilprojekten wurde 

die Oberfläche der Beprobung und ihrer Umgebung mit herkömmlichen Methoden (Tachymetrie 

und GPS) bestimmt und ein digitales Höhenmodell erstellt. Ferner wurde ein Punktfeld von Referenzpunkten 

innerhalb und am Rande des Schurfes angelegt und zu diskreten Zeitpunkten tachymetrisch 

vermessen. Die so gewonnenen Daten dienten zur Bestimmung des dreidimensionalen 

Setzungsverhaltens des Schurfes über die Zeit. 

Das sukzessive Abgraben des Schurfes erlaubte es, die Materialdichte als einen wichtigen bauphysikalischen 

Parameter in drei Schichttiefen zu ermitteln und daraus einen Dichtegradientenwert zu 

bestimmen, siehe dazu Abb. 7. Hierzu wurden in jeder Schicht das Volumen und das Gewicht einer 

Materialprobe ermittelt. Die Dichte der Probe ergab sich dann als Verhältnis des Volumens zu seinem 

Gewicht. Die Volumina waren durch je zweimalige Vermessung der Deponieoberfläche mit 

Laserscanning zu bestimmen, s. [KERN, 2003]. Für die Oberflächenbestimmung jeder Ausbau- 

- 268 -

- 269 - 

C4 

Niemeier 

schicht stand ein Zeitfenster von 30 min zur Verfügung. Ein Laserscanner wurde mittig im Schurf 

platziert. In jeder Ausbaustufe war der Laserscanner neu zu stationieren und zu orientieren. Für die 

Standpunktverknüpfung wurden Passkugeln am Rande des Schurfes aufgestellt. Als Referenzpositionen 

dienten ihre Mittelpunkte, die in Bezug auf das äußere Deponiekoordinatensystem mit einem 

reflektorlosen Tachymeter eingemessen wurden. Jede Kugeloberfläche wurde pro Scan mit minimal 

12 Messpunkten überzogen. Aus diesen Messungen ließ sich das Kugelzentrum im Deponiesystem 

berechnen. 

20,6 m³ 

15,9 m³ 

3,5 m³ 

Abbildung 7: Prinzipskizze der Bestimmung eines Dichtegradientenwertes der Zentraldeponie 

Deiderode, Landkreis Göttingen. Drei Probemassen wurden ausgehoben und gewogen. Ihre Volumina 

wurden messtechnisch bestimmt. 


3.3.1 Rohrvermessung 

Es konnte in rechnerischen Simulationen und Testmessungen gezeigt werden, dass die geforderten 

Genauigkeitswerte von +/- 5cm pro hundert Meter Rohrlänge unter der Voraussetzung eingehalten 

werden können, dass: 

� Initialisierungsmessungen in Form vollständiger 3D-Einmessungen der Messsonde in Position 

und Orientierung vor und nach einer Messfahrt sowie 

� Nullgeschwindigkeitsabgleiche mit einer Dauer von 30-60 Sekunden ca. im Minutentakt 

durchgeführt werden. Werden als Initialisierungsmessungen bloße Positionsbestimmungen durchgeführt, 

wie bei einigen Messfahrten an einer Test-Schienenstrecke in Klein-Mahner der Fall, so 

können die fehlenden Orientierungsinformationen nicht aufgelöst werden und der Glättungsalgorithmus 

divergiert. Erst durch die in der zweiten Förderperiode entwickelten Initialisierungs- und 

Feldkalibrierungsverfahren nach 3.2.6 konnte dieses Problem gelöst werden.

C4 

Niemeier 

Abbildung 6: Beschleunigungsmesserdriften A ges (t) 

aus der Glättung nach 3.2.7 aus einem ersten 

Iterationsschritt des Gauß-Newton-Verfahrens. Die geschätzte deterministische Drift ist als Kurve 

eingetragen. In erster Näherung ist diese „Turn-On to Turn-On Drift“ linear. 

Aufgrund der außerplanmäßig aufwändigen Entwicklungsarbeiten für Fahrwerk und Kupplung (als 

Auftragsarbeiten von der DMT durchgeführt) verzögerte sich die Durchführung der abschließenden 

Testmessungen. Sie sind für September 2003 angesetzt. Die Ergebnisse sollen zur Begutachtung im 

Oktober 2003 präsentiert werden. 

3.3.2 Weitere Messmethoden 

Die Ergebnisse der Volumenbestimmungen aus Laserscans zeigten, dass eine relative Genauigkeit 

von höchstens +/-6% des Volumenswertes erreicht werden kann. Dieser Wert hängt jedoch stark 

von der Oberflächenbeschaffung und vom Blickwinkel des Laserscannerstandpunktes ab. Aufgrund 

des knappen Zeitfensters wurde jedes Volumen mit nur einer Aufstellung aufgenommen. Eine Genauigkeitssteigerung 

ist bei günstiger gewählter Konfiguration denkbar. 

- 270 -

- 271 - 

C4 

Niemeier 

Abbildung 8: Bestimmung eines Probenvolumens mit Laserscanning. (In Graustufen ist ein Quadratmeterraster 

räumlich hinterlegt.) Dieses Oberflächenmodell liefert gemeinsam mit einem zweiten 

Oberflächenmodell, das die Deponieoberfläche vor dem Ausheben der Probemasse darstellt, die 

vollständige dreidimensionale Geometrie der Probe. Die Punktabstände in diesen Modellen lagen 

im Bereich von 0,5 bis 2 cm. 



Die Schwerpunkte in Forschung und Entwicklung inertialer Messverfahren liegen heute in 

1. der Integration von Inertialmethoden mit Satellitenortung (GPS/INS-Integration) und 

2. in Fernerkundungsmethoden, für die Inertialeinheiten Orientierungsinformationen liefern. 

Als Anwendung der 1. Gruppe in der Nahbereichsvermessung ist die Arbeit [FOPPE, 2001] zu 

nennen, die sich die Überwachung von Brückenbauwerken zum Ziel gesetzt hat. Die dort vorgestellten 

Methoden nützen Satellitendaten und sind damit für den überirdischen Messbetrieb gedacht. 

Aus der Gruppe 2. ist [ELLUM et al., 2002] zu nennen, in denen Kalibriermethoden für Inertialmesssysteme 

der Fernerkundung rigoros untersucht werden. In Diskussionen mit beiden Arbeitsgruppen 

auf Fachkongressen und in Koordinierungsgesprächen wurde übereinstimmend festgestellt, 

dass die Qualität inertialer Messergebnisse maßgeblich von den vorliegenden Zusatzinformationen 

und deren Qualität abhängt.

C4 

Niemeier 

Die Forschungsergebnisse des Kooperationspartners Deutsche Montantechnologie GmbH. mit dem 

Schwerpunkt in der kontinuierlichen inertialen Strebvermessung im Bergbau und Labor-Kalibrierungsmethoden 

wurden in der Dissertation [NIESE, 2002] zusammengefasst. Diese Arbeit kommt 

den Zielen des TP C4 am nächsten und entstand in Koordination mit unseren Arbeiten. 

Ferner wurde von Seiten eines Baumaschinenherstellers Interesse an der Nutzung dieser Inertialverfahren 

für die geometrische Kontrolle von Schlitzwandgreifern bekundet. 


Die Inertialmesssonde liefert ausschließlich die Trajektorie des Zentrums des Sensorsystems sowie 

die räumliche Orientierung der Sonde. Auf die Lage des zu vermessenden Rohres wird über die 

bekannten Abmessungen des Messfahrzeuges rechnerisch geschlossen. Für die Bestimmung der 

Rohrachse müssen dazu Annahmen über den Rohrradius getroffen werden. Eine präzisere messtechnische 

Lösung bestünde in der Erfassung der Rohrwand von innen durch Infrarotsensoren. Dadurch 

könnten auch weitere Überwachungsrelevante Größen wie elliptische Verformungen des 

Rohres bestimmt werden, die über geometrische Änderungen des Deponiekörpers Aufschluss geben. 

Die Ergebnisse des TP C4 sind dreidimensionale Rohrvermessungen zu diskreten Zeitpunkten 

(Epochen). Unterschiede zwischen aufeinanderfolgenden Messungen werden als Verformungen 

interpretiert. Solche Abweichungen können jedoch auch aus integriertem Messrauschen entstehen. 

An statistischen Tests, etwa aufbauend auf den Methoden der Varianzanalyse, die signifikante Änderungen 

statistisch ausweisen können, mangelt es für die Vermessung linienförmiger Objekte in 

hoher Punktdichte noch. 

3.6 Literatur 

AUSSEMS, Th., 1999: „Positionsschätzung von Landfahrzeugen mittels Kalman-Filterung aus 

Satelliten- und Koppelnavigationsbeobachtungen“, Diss. RWTH Aachen, Veröffentlichung des 

Geodätischen Instituts der Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen, Nr. 55, 1999 

DAMBECK, J.-H., 1999: „Diagnose und Therapie geodätischer Trägheitsnavigationssysteme, Modellierung 

– Systemtheorie – Simulation – Realdatenverarbeitung“, Dissertation, Schriftenreihe des 

Studiengangs Geodäsie und Geoinformation, Universität Stuttgart, Report Nr. 1999.3 

ELLUM, C.M., EL-SHEIMY, N., 2002: “The Calibration of Image-Based Mobile Mapping Systems”, 

the International Association of Geodesy on 2nd Symposium on Geodesy for Geotechnical 

and Structural Engineering, May 21 - 24, 2002, Berlin, Germany 

FOPPE, K., 2001: „Kombination von inertialen und satellitengetützten Beobachtungsverfahren zur 

ingenieurgeodätischen Überwachung von Brückenbauwerken“, Diss. Universität Hannover, 

Fachrichtung Vermessungswesen, Hannover, 2001 

GELB, A., ed., 1974: „Applied Optimal Estimation“, The Analytic Sciences Corporation, M.I.T. 

Press, Cambridge, Massachusetts, and London, England 

GERTLOFF, K.-H., 1994: „Verformungsmessungen an der Deponiebasis – Möglichkeiten und Erwartungen 

aus der Sicht eines Anwenders”, in: Verformungsmessungen an der Deponiebasis, 

Tagungsband, Braunschweig, 16. März 1994 

- 272 -

- 273 - 

C4 

Niemeier 

IEEE, 1972, IEEE STD 337-1972: „Standard Specification Format Guide and Test Procedure for 

Linear, Single-Axis, Pendulous, Analog, Torgue Balance Accelerometer“ 

IEEE, 1978, IEEE STD 530-1978: „Standard Specification Format Guide and Test Procedure for 

Linear, Single-Axis, Digital, Torgue Balance Accelerometer“ 

IEEE, 1981, IEEE STD 647-1981: „Specification Format Guide and Test Procedure for Single- 

Axis Laser Gyros“ 

JEKELI, Ch., 2001: „Inertial Navigation Systems with Geodetic Applications“, Walter de Gruyter – 

Berlin – New York, 2001 

KNICKMEYER, E. H., 1992: „Rohrleitungsvermessung von innen mit Hilfe von Trägheits- und 

anderen Sensoren”, in: Ingenieurvermessung 92, Band 2, Dümmler, Bonn 

LAWRENCE, A., 1998: „Modern Inertial Technology“, 2 nd Edition, Springer, New York 

LOGAN, Sc. A., 2000: „Integration of GPS phase and other measurements for kinematic mapping“, 

Diss. Dept. of Geomatics, The University of Melbourne, Aus., Feb. 2000 

MOHAMED, A. H., SCHWARZ, K.-P., 1999: „ Adaptive Kalman Filtering for INS/GPS“, Journ. 

of Geodesy (1999) 73, 193-203 

MORITZ, H., 1973: “Least-Squares Collocation”, Deutsche Geodätische Kommission, Reihe A: 

Theoretische Geodäsie, Heft Nr. 75 

NIESE, J, 2002: „Entwicklung und Einsatz einer kreiselgestützten Vermessung mit inertialen Sensoren 

im Spezialtiefbau“, Diss. Techn. Univ. Bergakademie Freiberg, Fakultät für Maschinenbau, 

Verfahrens- und Energietechnik, 2002 

SAVAGE, P. G., 2000a: „Strapdown Analytics Part 1“, Strapdown Associates, Inc., Maple Plain, 

Minnesota, USA 

SAVAGE, P. G., 2000b: „Strapdown Analytics Part 2“, Strapdown Associates, Inc., Maple Plain, 

Minnesota, USA 

SCHWARZ, K.-P., 1994: „Inertial Surveying and INS/GPS Integration“, partial lecture notes for 

ENGO 623, Dep. of Geomatics Engineering, The University of Calgary, Updates Version January 

1994 

Eigene Veröffentlichungen: 

KATRYCZ, W., 1999, „A Study on the Design of an Integrated Pipe Surveying System for the Deformation 

Analysis of Landfill Sites“, Meeting of the IAG, Sect. I (Positioning), Special Comm. 4, 

Working Gr. 2, Building Structures as Kinematic Systems, Sopron, March 30 th , 1999, (reprinted in 

Acta Geod. Geoph. Hung. 35, 2000) 

NIEMEIER, W., et al., 1999, „Ein neues Messkonzept zur Lösung vermessungstechnischer Fragen 

auf Deponien“, ZfV 8, 257 

SCHÄFER, M., 1999, „Determination and Modelling of Dumping Surfaces with Real-Time-GPS“, 

Meeting of the IAG, Sect. I (Positioning), Special Comm. 4, Working Gr. 2, Building Structures as 

Kinematic Systems, Sopron, March 30 th , 1999, (reprinted in Acta Geod. Geoph. Hung. 35, 2000)

C4 

Niemeier 

THOMSEN, S., SCHÄFER, M., 2000, „Ein Multisensorsystem zur Erfassung von Geländeoberflächen,“ 

in: Gattermann, Plaßmann, Rodatz (Hrsg.), Messen in der Geotechnik, Mitteilungen des 

Instituts für Grundbau und Bodenmechanik, TU Braunschweig, Heft Nr. 62, 323 

NIEMEIER, W., KATRYCZ, W., 2001: “The Potential of Inertial Measurement Units for 3D-Surveying 

Tasks in Connection with Drainage Pipes”, In: „The 3 rd International Symposium on Mobile 

Mapping Technology“, Cairo, 3-5 January 2001 

KATRYCZ, W., NIEMEIER, W., 2001: “On Methodological Aspects of System Development in 

High Precision Inertial Pipe Surveying”, Kinematic Systems in Geodesy, Geomatics and Navigation, 

June 5-8, 2001, Banff, Canada 

THOMSEN, S., PERLT, J., KATRYCZ, W., NIEMEIER, W., SCHALLER, M.-B., 2001: "An integrated 

real time GPS- and laserscanner system for high precision guidance in harsh environment", 

In: International Symposium On Kinematic Systems in Geodesy, Geomatics and Navigation, 5.- 

8.06.2001, Banff (Canada), Proceedings, 2001 

KATRYCZ, W., NIEMEIER, W., 2002: „Potenzial und Leistungsfähigkeit von inertialen Meßsystemen 

in der Geotechnik“, erschienen in: Mitteilungen des IGB, TU Braunschweig, Heft Nr. 68, 

„Messen in der Geotechnik, Fachseminar: 21./22. Februar 2002, p. 199-208 

KATRYCZ, W., 2002: "A Strapdown Inertial Measuring System for the Monitoring of Drainage 

Pipes in Landfill Sites", erschienen in: Kahmen / Niemeier / Retscher (Eds.), “Geodesy for Geotechnical 

and Structural Engineering II”, Department of Applied and Engineering Geodesy, Vienna 

University of Technology, Austria, 2002, p. 344-354 

KERN, F., 2002: “Precise Determination of Volume with Terrestrial 3D-Laserscanner”. In: Kahmen, 

H. (Hrsg.), Niemeier, W. (Hrsg.), Retscher, G. (Hrsg.): Geodesy for Geotechnical and Structural 

Engineering II, Wien: Department of Applied and Engineering Geodesy, Institute of Geodesy 

and Geophysics, Vienna University of Technology, 21.-24. Mai 2002, Berlin, S. 531-534 

Laufende Review-Verfahren: 

KATRYCZ, W., 2003a: „Zur Lösung von Ausgleichungsverfahren mit Hilfe von Orthogonal- 

Transformationen“, für: Zeitschrift für Vermessungswesen 

In Vorbereitung: 

KATRYCZ, W., 2003b: „Post-Processing Strategies for Pipe Surveying with Strapdown Inertial 

Measurement Systems“, für: Journal of Geodesy 

Diplomarbeit: 

MALLSCHÜTZKE, K., 2003: „Messung horizontaler Verformungen in Abfalldeponien“, Gemeinsam 

mit dem Leichtweiß-Institut für Wasserbau, Abt. für Abfallwirtschaft. (TP D1) 

Abgeschlossene Dissertationen: 

KERN, F., 2003: „Automatisierte Modellierung von Bauwerksgeometrien aus 3D-Laserscanner-Daten“ 

Dissertation in Bearbeitung: 

KATRYCZ, WOLFGANG: „Hochpräzise Rohrvermessung mit Strapdown-Inertialsystemen“ 

- 274 -

3.7 Während der Laufzeit des Teilprojektes bewilligte Mittel (in €) 

- 275 - 

C4 

Niemeier 

Personalkosten Sächliche Verwaltungsausgaben Gesamt 

1998 61.355 3.988 65.343 

1999 62.582 56.140 118.722 

2000 63.809 16.259 80.068 

2001 54.606 15.748 70.354 

2002 56.400 14.725 71.125 

2003 14.400 6.391 20.791 

Gesamt 313.152 113.251 426.403

- 276 -

4. Dokumentation der sonstigen Aktivitäten 

4.1 Auflistung der Veranstaltungen 

- 277 - 


Datum Veranstaltung / Thema Vortragende(r) Eingeladen 

vom TP 

02.05.01 Workshop 

Dr. J. Schlöder 

B 5 

Numerische Methoden zur Parameterschätzung Dipl.-Math. S. Körkel 

und optimalen Versuchsplanung bei nichtlinearen (Heidelberg) 

Differentialgleichungen 


Prof. D. S. Fraser 

C 4 

State Acquisition with Methods of Digital Photogrammetry 

and Remote Sensing 

(Australia) 


Dr. Jerzy K. Piotrowski B 1 

Dielectric probes with a coaxial line – circular (Poland) 

waveguide junction 


Prof. Dr. M. Kersten B 9 

Thermodynamisches Modell für die wässrige (Mainz) 

Löslichkeit von CSH-Phasen und darin chemisch 

eingebundene Elemente 


Seismic Assessment of Existing Structures by 

Means of Ambient Vibration Measurement 

Prof. Zhang (China) B 1 


Dr. H. van der Sloot 

B 5 

Development for sustainable landfill concepts (Niederlande) 

based on understanding of waste-waste interaction 

and transformation processes in a landfill 


Prof. Dr. P. Marek 

B 3 

Assessment of structural durability using (Czech Republic) 

28.11.01 

probalilistic SBRA method 

Workshop 

Dr. R. Beaven 

D 1 

Hydrogeology of MSW 

(England) 


Prof. W. Powrie 

D 1 

Soil mechanics and MSW 

(England) 


Prof. Cempel 

B 1 

Multi – Dimensional Condition Monitoring of (Poland) 

Systems in Operation 


Prof. R. Flesch 

C 4 

Assessment und Monitoring von Bauwerken – (Österreich) 

Diskussion neuer Methoden zur Sicherheitsinspektion, 

Qualitätskontrolle, Beurteilung der 

Erdbebensicherheit sowie zur Erarbeitung von 

Maßnahmen für den Erschütterungsschutz 


Prof. K. Horikawa 

B 4 

Life Assessment of Welded Structures 

(Japan) 


Prof. Dr. Mehmet Celebi C 4 

Developments in the Use of GPS for Monitoring (USA) 

Long-Period Structures 


Modellierung und Simulation von Populationsbilanzen 

für Eigenschaftsverteilungen 

Dr. Wulkow (Rastede) B 5 


Modellierung von Mischungseffekten in chemischen 

Reaktoren 

Dr. Busch (Rastede) B 5


Datum Veranstaltung / Thema Vortragende(r) Eingeladen 

vom TP 


Structural Integrity Assessment of Offshore Tubular 

Joints Trough Reliabilty Analysis 

Dr. Rajasankar (Indien) B 6 


Application of the PIRM to damage diagnosis of 

construction of gantry robot 

Dr. Powalka (Polen) B 1 


David Richards 

B 5 

Settlement of landfill wastes – small compression (England) 

cell tests 


Ralitza Nikolova 

B 5 

Clogging of leachate collection systems (England) 


Andrew Hudson 

B 5 

Evaluation of hydrogeological properties of (England) 

waste using a large scale compression cell 


A framework to contain a spatially distributet 

model of the degradation of solid waste in landfills 

Jim White (England) B 5 

06.12.02 Dissertation 

Milad Mehdianpour 

B 3 

Lebensdauervorhersage von ermüdungsbean- (Braunschweig) 

07.01.03 

spruchten Tragwerken mit Hilfe von Monitoring 

und begleitenden Versuchen 

Workshop 

Masoud Ghandehari C 2 

Chemical Sensing for Civil Infrastructure (USA) 


Masoud Ghandehari C 2 

Rehabilitation of Manhatten-Bridge 

(USA) 

28.01.03 Dissertation 

Carsten Lachmann 

B 4 

Einfluss von Eigenspannungsabbau und mikrostrukturellen 

Veränderungen auf die Lebensdauervorhersage 

schwingbeanspruchter Schweißverbindungen 

(Braunschweig) 


Joachim Scheer 

B 3 

Einstürze von Brücken – Ursachen, Lehren (Braunschweig) 


Application of controlled absorber aimed at vibration 

suppression 

Bartosz Powalka (PL) B 1 

16. + 

17.06.03 

Berichtskolloquium 


Prof. Meriakri 

C1b 

Investigations of dielectric material properties in (Russland) 

millimeter and submillimeter wavelength ranges 

and application for non-destructive testing 


Smart Sensing and Intelligent Diagnostics for 

Structures 

Prof. Chang (USA) B3 


The importance of Landfills in Developing and 

Threshold Nations 

Dr. Diaz (USA) D1 

08. + 

09.10.03 

Begutachtung 

- 278 -

4.2 Auflistung der Gastwissenschaftler 

Name Heimathochschule / Institution Aufenthaltsdauer 

Prof. Fraser Department of Geomatic 

University of Melbourne, Australien 

1 Woche 

Dr. Powalka Fachbereich Mechanik 

TU Stettin, Polen 

3 Wochen 

Prof. Zhang Department of Engineering Mechanics 

Jiaton Universität, China 

1 Woche 

Dr. van der Sloot ECN-SF 

Petten, Niederland 

3 Tage 

Prof. Marek Universität Prag 

Czech Republic 

3 Tage 

Herr Ginev Technische Universität Yambol 

Bulgarien 

5 Wochen 

Prof. Powrie Department of Civil and Environmental Engineering, 3 Tage 

Southampton, UK 

Dr. Beaven Department of Civil and Environmental Engineering, 3 Tage 


Prof. Cempel Applied Mechanics Institute 

University Poznan, Polen 

1 Woche 

Prof. Flesch Verkehrs- und Infrastrukturtechnologien 

Wien, Österreich 

5 Tage 

Prof. Celebi US Geological Survey 

San Fransisco, USA 

10 Tage 

Prof. Horikawa Welding Research Institute 

Osaka, Japan 

5 Tage 



2 Wochen 

Prof. White Department of Civil and Environmental Engineering, 4 Tage 


Dr. Richards Department of Civil and Environmental Engineering, 4 Tage 


Herr Nikolova Department of Civil and Environmental Engineering, 4 Tage 


Herr Hudson Department of Civil and Environmental Engineering, 4 Tage 


Prof. Ghandehari Civil Engineering Department 

Polytechnic University, New York, USA 

1 Woche 



3 Wochen 

Prof. Meriakri Institute of Radio Engineering and Electronic 

Russian Academy of Sciences, Russland 

9 Tage 

Prof. Chang Department of Aeronautics and Astronautic 

Stanford University, San Fransisco, USA 

4 Tage 

- 279 - 

SFB 477

BETEILIGTE TEILPROJEKTE 

A1 Methoden zur risiko- und schwachstellenorientierten Bewertung 

und Optimierung von Bauwerküberwachungsmaßnahmen 

D. Hosser 

A2 Wissensbasiertes System „Messtechnik im Bauwesen“ zur Messdaten 

Erfassung und Auswertung innerhalb der Bauwerksüberwachung 

H.G. Natke† 

B1 Modellgestützte Bauwerksüberwachung und Schadensdiagnose 

anhand eines online an den jeweiligen Zustand anzupassenden 

dynamischen Rechenmodells 

M. Oeljeklaus 

B3 Lebensdauervorhersage von ermüdungsbeanspruchten 

Bauwerken durch Monitoring und begleitende Versuche 

U. Peil 

B4 Restlebensdauervorhersage für Schweißverbindungen an Stahlkonstruktionen 

und Maßnahmen zur kontrollierten Nutzungsausweitung 

H. Wohlfahrt 

B5 Analyse der biologischen und chemischen Reaktionsprozesse D.C. Hempel 

in Deponien A. Haarstrick 

B6 Analyse der gekoppelten Prozesse von Wärmeentwicklung, D. Dinkler 

Flüssigkeits- und Stofftransport in der Deponiestruktur H. Ahrens 

B9 Adaptives Modell zur Dauerhaftigkeitsprognose im Zuge der H. Budelmann 

Überwachung von Betonbauwerken F. Schmidt-Döhl 

C1a Faseroptische Sensoren für die Bauwerksüberwachung W. Kowalsky 

H-H. Johannes 

C1b Mikrowellensensoren und -meßtechnik für die Bauwerks- A. Jacob 

überwachung H-H. Johannes 

C2 Zustandserfassung und -beurteilung vorgespannter Zugglieder H. Budelman 

durch Monitoring F.S. Rostásy 

C3 Mehrkomponenten-Dehnungs- und Spannungsaufnehmer 


M. Peters 

C4 Geodätische Sensoren und Methoden zur Bauwerksüberwachung W. Niemeier 

D1 Überwachung und Beurteilung von Deponien K. Fricke 

H.-J. Collins

Arbeitsbericht 2001- 2003 Sonderforschungsbereich 477 - SFB 477

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