Neue Preise für WUFI® Pro ab 3. Juni 2019


Ab 3. Juni 2019 müssen wir unsere Preise für WUFI Pro anpassen:

Lizenzbisherneu
WUFI® Pro 6 - 10 Jahre2300 EUR2600 EUR
WUFI® Pro 6 - 1 Jahr850 EUR900 EUR
Upgrade auf WUFI® Pro 6 900 EUR950 EUR

Preise für Mehrfachlizenzen und Paketpreise ändern sich analog.
Bis zum 2. Juni können Sie WUFI® Pro noch zum alten Preis zu erwerben!

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Release WUFI® Pro 6.3.2

WUFI Pro 6.3.2-LogoDie Version 6.3.2 von WUFI® Pro ist nun erhältlich.

Nutzer von WUFI® Pro 6 können das Update kostenfrei herunter-laden. Sie können hierzu den Link verwenden, den Sie beim Kauf von WUFI® Pro 6 erhalten haben und der auch in Ihrem Konto im Webshop unter „Meine Aufträge“ angezeigt wird.

Bei Neukauf erhalten Sie ab sofort direkt die Version WUFI® Pro 6.3.2.

Neue Funktionen und Änderungen seit Version 6.3.1:

  • Erweiterte Überprüfung bei der Eingabe von Materialdaten
  • Korrekturen am Klimadialog
  • Kleinere Bugfixes und Korrekturen
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WUFI® Pro Basis Seminar am 20. – 21. im Februar in Holzkirchen

Unser nächstes WUFI® Pro Basis-Seminar findet am 20.-21. im Februar am Fraunhofer Institut für Bauphysik in Holzkirchen statt.

Bei diesem Seminar führen wir Sie in die Grundlagen der hygrothermischen Simulationen ein, zeigen Ihnen die Handhabung von WUFI® inkl. aller relevanten Eingaben und erklären die Auswertungsmethodik. Weiterhin üben wir mit Ihnen zusammen den Umgang mit dem Programm mit Hilfe praxisnaher Projektarbeiten.

Weitere Informationen finden Sie auf unserer Seminar-Seite.

Melden Sie sich jetzt an!

Lokalklima_entwurf

Der Lokalklimagenerator wurde im Rahmen des vom BMWi geförderten Forschungsprojektes „Klimamodelle“ vom Fraunhofer Institut für Bauphysik (IBP) entwickelt. Er ermöglicht die Anpassung von Referenzklimadatensätzen auf die spezifischen lokalen Gegebenheiten, wie z.B. die Nähe zu einem Gewässer oder eine innerstädtische Lage. Ebenso ist über eine Anpassung auf die lokalen Wind- und Niederschlagsverhältnisse – also die Schlagregenbelastung – möglich, was z.B. bei innen gedämmten Bauteilen eine maßgebliche Größe darstellt. Weitere Informationen zu den verwendeten Anpassungsfunktionen können dem Abschlussbericht entnommen werden. Contine reading

Beurteilung des Schimmelpilzwachstums

Beurteilung des SchimmelpilzwachstumsBei ungünstigen Umgebungsbedingungen kann auf Bauteiloberflächen mikrobielles Wachstum entstehen. Die wichtigsten Einflußparameter sind Temperatur und relative Feuchte sowie ein entsprechender Nährboden und die tägliche Dauer der zusammenwirkend wachstumfördernden Bedingungen (Koinzidenzdauer). Während Bakterien zum Wachstum relative Luftfeuchten von mindestens 90% benötigen, können gewisse xerophile Schimmelpilzarten schon ab Feuchten von 65%, die meisten Arten ab 80% gedeihen. Die größte Temperaturbandbreite für das Gedeihen liegt ebenfalls beim Schimmelpilz vor, nämlich zwischen 0°C und 50°C. Daher wird generell im genannten Temperatur- und Feuchtebereich ein Gefährdungspotential gesehen.

Bild 1 zeigt die qualitative Bewertung der Wachstumsbedingungen für Schimmelpilze in Abhängigkeit von den genannten Einflußfaktoren. Diese funktionalen Zusammenhänge bilden die Basis für eine Prognosemethode zur Beurteilung von Schimmelpilzwachstum, die bereits mehrfach angewendet und experimentell validiert wurde [1]. Als Eingangsdaten fungieren die lokalen Temperatur- und Feuchteverhältnisse aus der instationären Simulation. Die erforderliche Verknüpfung der Einflußparameter erfolgt mit Hilfe der Fuzzy-Logik. Sie berücksichtigt die in der Natur vorhandene Unschärfe z.B. bei der Angabe eines für das Wachstum der Schimmelpilze günstigen Feuchtebereichs. Das Ergebnis der Prognose ist ein Maß für die Stärke des Schimmelpilzwachstums. An einer Erweiterung der vorgestellten instationären Methode hin zu einem Sicherheitskonzept bzgl. der Vermeidung von Schimmelpilzwachstum, wie es in [2] gefordert und für stationäre Verhältnisse abgeleitet wurde, wird noch gearbeitet.

Literatur

Sedlbauer, K.; Oswald, D.; König, N.: Schimmelgefahr bei offenen Luftkreisläufen. Vorstellung einer Prognosemethode auf der Basis von Fuzzy-Algorithmen. Gesundheits-Ingenieur, Heft 5 (1998), S. 240 – 247.
Cziesielski, E.: Schimmelpilz – ein komplexes Thema. Wo liegen die Fehler? wksb 44 (1999), H. 43, S. 25 – 28.

 

Seite erstellt: 20 Apr 2001; letzte Änderung: 16 Jul 2012

Nachträglich gedämmtes Steildach

Nachträglich gedämmtes SteildachDer Dachausbau im Altbaubereich gewinnt zunehmend an Bedeutung. Da die unbelüftete Ausführung einer nachträglichen Dämmaßnahme handwerklich einfacher und wärmetechnisch günstiger ist, sollte sie, wenn feuchtetechnisch machbar, einer belüfteten Variante vorgezogen werden. Da ältere Steildächer meist relativ dampfdichte Vordeckungen (z.B. Bitumenpappe auf Holzschalung) besitzen, ist eine Analyse der Tauwassersituation unerläßlich. Nach DIN 4108-3 erübrigt sich ein rechnerischer Nachweis, wenn die raumseitige Dampfsperre einen sehr hohen Sperrwert (sd > 100 m) aufweist. Aufgrund der großen Gefahr, daß bei solchen beidseitig dampfdichten Konstruktionen kleine Fehlstellen oder Leckagen schwere Feuchteschäden nach sich ziehen können, wird bereits in [1] zu recht davon abgeraten, dieser Normvorgabe zu folgen. Statt dessen wird dort der Einsatz von Dampfbremsen empfohlen, deren Sperrwert so hoch ist, daß sie zwar den winterlichen Tauwasserausfall bis auf ein unkritisches Maß begrenzen, gleichzeitig jedoch auch eine gewisse Austrocknung im Bauteil vorhandener Feuchte im Sommer zulassen.

Dies ist ein typisches Optimierungsproblem, das die Vorteile der rechnerischen Simulation besonders deutlich macht. Setzt man hier das herkömmliche Glaser-Verfahren ein, ergibt sich ein minimaler sd-Wert von ca. 2 m. Unbedenklich ist die Konstruktion jedoch nur, wenn die Randbedingungen für Dächer (Oberflächentemperatur 20 °C) angesetzt werden. Legt man die Randbedingungen für Wände zu Grunde, dann übersteigt in der Regel die Tauwassermenge die Verdunstungsmenge und die Konstruktion wird unzulässig. Ob ein steil nach Norden geneigtes Dach besser mit den Randbedingungen für sonnenbeschienene Flachdächer oder mit den Bedingungen für Wände zu beurteilen ist, bleibt der Einschätzung des Anwenders überlassen. Hier soll gezeigt werden, zu welchen Aussagen man mit Hilfe von WUFI-Berechnungen kommen kann.

Anhand der Feuchteentwicklung in einer nordorientierten, 50° geneigten und unbelüfteten Satteldachhälfte mit Zwischensparrendämmung und dampfdichter Vordeckung wurden in [2] die Auswirkungen unterschiedlicher Randbedingungen und Diffusionseigenschaften der Dampfbremse rechnerisch untersucht. Bild 1 zeigt drei sd-Wert-abhängige Verläufe des Gesamtwassergehaltes in diesem Dach bei normalen Nutzungsbedingungen und typischen Holzkirchner Klimaverhältnissen, ausgehend von der hygroskopischen Ausgleichsfeuchte bei 80% r.F. Hat die Dampfbremse einen Sperrwert von 0,5 m, nimmt das Dach im Winter etwa 1,5 kg/m² Feuchte aus der Raumluft auf und gibt diese im nächsten Sommer wieder vollständig ab, wobei am Ende des Beobachtungszeitraumes nach sechs Jahren der Gesamtwassergehalt etwa der Ausgangsfeuchte entspricht. Die hohe Feuchtezunahme im Winter übersteigt jedoch die Grenzwerte für den maximalen Tauwasserausfall in DIN 4108 und kann wegen der Gefahr von zusammenlaufendem Tauwasser nicht toleriert werden. Wird der Sperrwert der Dampfbremse um den Faktor zehn erhöht, bleibt die Feuchtezunahme deutlich unter dem kritischen Wert von 0,5 kg/m². Dafür findet jetzt jedoch eine langfristige Feuchteakkumulation statt, wie der langsame Anstieg des berechneten Verlaufs über die Jahre zeigt. Eine Lösung bietet in diesem Fall eine Dampfbremse mit variablem sd-Wert, die auf Grund ihrer feuchteadaptiven Eigenschaften im Winter dampfdichter ist als im Sommer. Hiermit wird trotz unbedenklicher Feuchtezunahme durch winterlichen Tauwasserausfall ein großes sommerliches Trocknungspotential erreicht, was sich durch die vergleichsweise geringste Endfeuchte im Dach manifestiert.

Die Entdeckung dieser speziellen Dampfbremse geht auf Spezifikationen durch umfangreiche WUFI-Berechnungen zurück und ist ein Beispiel für den erfolgreichen Einsatz der hygrothermischen Simulation zur Entwicklung und Optimierung von Bauprodukten [3].

 

Literatur

Schulze, H.: Hausdächer in Holzbauart. Werner-Verlag, Düsseldorf 1987.
Künzel, H.M.: Bedeutung von Klimabedingungen und Diffusionseigenschaften für die Feuchtesicherheit voll gedämmter Altbaudächer. Festschrift zum 60. Geburtstag von Prof. Gertis. Fraunhofer IRB Verlag, Stuttgart 1998, S.371-389.
Künzel, H.M. und Kasper, F.-J.: Von der Idee einer feuchteadaptiven Dampfbremse bis zur Markteinführung. Bauphysik 20 (1998), H.6, S.257-260.

 

Seite erstellt: 20 Apr 2001; letzte Änderung: 16 Jul 2012

Baufeuchte im Porenbeton-Flachdach

Baufeuchte im FlachdachEin klassisches Beispiel für die Anwendung moderner Rechenverfahren ist das Austrocknen eines Flachdaches aus Porenbeton. Da reine Dampfdiffusionsbetrachtungen nicht ausreichen, um das Austrocknungsverhalten solcher Flachdächer zu erklären, wurde Anfang der 80er Jahre ein Berechnungsverfahren vorgestellt [1], das durch Berücksichtigung des Kapillartransports in der Lage war, experimentelle Untersuchungsergebnisse aus den 60er Jahren [2] quantitativ nachzuvollziehen. Da dieser Dachaufbau in letzter Zeit durch Feuchteprobleme während der Austrocknung in südlichem Klima erneut die Aufmerksamkeit von Fachleuten erfahren hat, wird er hier exemplarisch für das hygrothermische Verhalten von massiven Flachdächern aufgegriffen.

Ausgehend von einer Einbaufeuchte der Porenbeton-Fertigteile von 20 Vol.-% zu Beginn des Jahres sind die berechneten Trocknungsverläufe für drei unterschiedlich gedämmte Flachdachvarianten in Bild 1 dargestellt. Ein Vergleich der Berechnung mit den Meßergebnissen in [2] für das 15 cm dicke Dach zeigt die Qualität der rechnerischen Prognose. Die anfänglich rasche Austrocknung von 10 Vol-% (15 kg/m²) innerhalb von sechs Monaten ist auf die starke Erwärmung der bituminierten Dachoberfläche durch solare Einstrahlung zurückzuführen.

Da das Dach nur nach innen austrocknen kann, entsteht dabei eine erhebliche Feuchtelast für die Raumluft, die umgehend abgeführt werden muß. Während dies in unseren Breiten durch lange Fensteröffnungszeiten erreicht werden kann, sind die Klimaanlagen in feuchtwarmen Klimazonen häufig nicht entsprechend ausgelegt, so daß die Raumluftfeuchte während der Austrocknungsphase unzulässig hoch werden kann.

Der projektierte U-Wert des Daches wird erst erreicht, wenn der Wassergehalt des Daches unter den Bezugsfeuchtegehalt von Porenbeton (ca. 1,5 Vol-%) sinkt. Bei dem 15 cm dicken Dach ist das in weniger als zwei Jahren der Fall. Ein Porenbetondach mit 20 cm Stärke braucht dafür bereits 3,5 Jahre, also etwa doppelt so lange. Wird dieses Dach zusätzlich mit 6 cm Poystyrol gedämmt, verlängert sich die Austrocknungszeit auf annähernd fünf Jahre. Dieses Beispiel zeigt, welchen großen Einfluß die Besonnung auf das Feuchteverhalten von Flachdächern hat. Die Zusatzdämmung führt zwar insgesamt zu einem höheren Temperaturniveau des Porenbetons, gleichzeitig werden aber die sommerlichen Oberflächentemperaturspitzen stark gedämpft. Da der Sättigungsdampfdruck exponentiell mit der Temperatur ansteigt, führt diese Dämpfung zu einer Verringerung der Trocknungsgeschwindigkeit nach der anfänglichen durch die Kapillarleitung unterstützten Feuchteabnahme des Porenbetons.

 

Literatur

Kießl, K.: Kapillarer und dampfförmiger Feuchtetransport in mehrschichtigen Bauteilen; rechnerische Erfassung und bauphysikalische Anwendung. Diss. Universität-Gesamthochschule Essen 1983.

Künzel, H.: Untersuchungen über die Feuchtigkeitsverhältnisse in Flachdachkonstruktionen. Berichte aus der Bauforschung H. 48, Verlag Ernst & Sohn, Berlin 1966,

 

Seite erstellt: 20 Apr 2001; letzte Änderung: 17 Jul 2012

Schlagregenfeuchte in Sichtmauerwerk mit Innendämmung

300x246_Anwendung_Schlagregenfeuchte-in-Sichtmauerwerk-mit-InnendämmungAus hygrothermischer Sicht ist die Außendämmung i.a. einer Innendämmung vorzuziehen. Häufig sprechen jedoch ökonomische Gründe oder Aspekte des Denkmalschutzes gegen eine Außendämmung, so daß die Innendämmung die einzige Möglichkeit bleibt, um den Energieverbrauch eines Gebäudes zu senken und die Behaglichkeit zu erhöhen. Das Problem der Tauwassergefahr und dessen Lösung (z.B. durch Dampfsperren) ist hinlänglich bekannt.

Daß die Innendämmung jedoch auch Auswirkungen auf die niederschlagsbedingte Feuchtesituation der Fassade hat und eventuell das Frostschadensrisiko erhöht, wird meist übersehen. Am Beispiel eines bewitterten Sichtmauerwerks aus Vollziegel wurde dieser Effekt in [1] rechnerisch simuliert und durch begleitende Freilanduntersuchungen verifiziert. Bild 1 zeigt die Feuchteverhältnisse in einem 40 cm starken Mauerwerk mit und ohne anschließender Innendämmung im eingeschwungenen Zustand (d.h. die Simulation wird mit demselben Jahresklimadatensatz solange fortgeführt, bis sich die instationären Feuchteprofile von einem Jahr zum anderen nicht mehr ändern). Der blau unterlegte Bereich zeigt die Bandbreite der innerhalb eines Jahres auftretenden Wassergehalte im Querschnitt der schlagregenbeanspruchten Wände. Die durchgezogene Linie beschreibt die über das Jahr gemittelte Feuchteverteilung von der Außenoberfläche des Mauerwerks bis zu seiner Innenoberfläche, wo der Innenputz bzw. die Innendämmung aus Polystyrol-Hartschaum beginnt.

Trotz periodischer Wassersättigung der Fassade bei intensivem Schlagregen entspricht die mittlere Feuchte an der Außenoberfläche, wegen der günstigen Trocknungsbedingungen bei Sonnenschein, etwa dem Bezugsfeuchtegehalt des Mauerwerks. Durch die starke Feuchteabhängigkeit des Kapillartransports steigt der zeitlich gemittelte Wassergehalt unter der Oberfläche jedoch rapide an. Bei der Wand ohne Innendämmung wird nach einigen Zentimetern ein Maximum durchschritten, bevor der Wassergehalt relativ gleichmäßig bis zum hygroskopisch trockenen Zustand auf der Raumseite abnimmt. Ab etwa 20 cm Tiefe bleibt der Wassergehalt das ganze Jahr über konstant, d.h. die instationäre Klimawirkung beschränkt sich auf die äußere Hälfte des Mauerwerks.

Die Innendämmung verändert die Feuchteverhältnisse im Mauerwerk nachhaltig. Der Wassergehalt unter der Außenoberfläche steigt hier noch stärker an, ohne daß anschließend ein spürbarer Rückgang der Materialfeuchte nach innen zu verzeichnen wäre. Das hat zwei Gründe: Bei gleicher Schlagregenbelastung behindert der Diffusionswiderstand der Polystyrol-Dämmplatten die Austrocknung nach innen und zusätzlich wird das mittlere Temperaturniveau des Mauerwerks durch die Dämmung gesenkt, so daß auch die Trocknung nach außen vermindert wird. Im Vergleich zur ungedämmten Variante steigt der Gesamtwassergehalt im Mauerwerk durch die Innendämmung deutlich an. Bei Frost birgt dieser Feuchteanstieg ein entsprechendes Schadensrisiko, dem nur durch einen verbesserten Regenschutz beispielsweise in Form einer Fassadenhydrophobierung begegnet werden kann [1].

 

Literatur

[1] Künzel, H.M. und Kießl, K.: Feuchte- und Wärmeschutz von Sichtmauerwerk mit und ohne Fassadenhydrophobierung. Mauerwerksbau aktuell 98 (1998) S. D48-D57.

 

Seite erstellt: 20 Apr 2001; letzte Änderung: 16 Jul 2012

Umkehrdiffusion in zweischaliger Außenwand

Umkehrdiffusion-in-zweischaliger-AußenwandBei zweischaligen Wänden übernimmt die Vorsatzschale den Witterungsschutz. Selbst ohne Luftschicht zwischen Außenschale und Kerndämmung bleibt der kapillare Feuchteeintrag bei Niederschlag auf die Vorsatzschale beschränkt, wenn hydrophobe Dämmstoffe verwendet werden und die Gesamtkonstruktion winddicht ist [1]. Die hinter der Verblendung liegenden Bauteilschichten werden daher bei richtiger Ausführung vor Niederschlagswasser dauerhaft geschützt.

Im Sommer kann jedoch eine Befeuchtung dieser Schichten durch die sog. Umkehrdiffusion (auch Sommerkondensation genannt) stattfinden. Bei solarer Erwärmung der Vorsatzschale diffundiert die dort gespeicherte Regenfeuchte durch die Kerndämmung hindurch bis zur kühleren Tragschale und fällt dort als Tauwasser aus. Handelt es sich bei der Tragschale um Mauerwerk, wird dieses Tauwasser kapillar aufgenommen und in kühleren Perioden wieder abgegeben. Enthält die Tragschale jedoch feuchteempfindliche Materialien, wie z.B. Holzwerkstoffe, dann kann die sommerliche Umkehrdiffusion zu Problemen führen.

Am Beispiel des Wandaufbaus in Bild 1 wird das Phänomen der sommerlichen Umkehrdiffusion rechnerisch simuliert. Als Tragschale dient eine einfache Holzständerkonstruktion. Die Vorsatzschale besteht aus einer Klinkerverblendung mit einem vergleichsweise geringen Wasseraufnahmekoeffizient (w-Wert) von 1,0 kg/m²h½. Der 12 cm dicke Spalt zwischen der Verblendung und der OSB-Platte (oriented strand board) der Tragschale ist voll mit hydrophobierter Mineralwolledämmung ausgefüllt. Betrachtet wird die Feuchtesituation der OSB-Platte im fünften Jahr der Bewitterung für den Regelquerschnitt einer nach Westen orientierten Wand. Für die Berechnungen wird das Raumklima in Bild 2 sowie kalte und warme Holzkirchner Außenklimaverhältnisse (HRY) zu Grunde gelegt.

Bild 3 zeigt die Bandbreite der Feuchte, die sich je nach Außenklima in der OSB-Platte einstellt. Während die OSB-Platte im Gegensatz zu den üblichen Erfahrungen im Winter austrocknet, nimmt sie etwa ab Mai kontinuierlich Feuchte auf, bis im Herbst ein Maximum erreicht wird und wieder eine Austrocknung stattfindet. Das sommerliche Auffeuchten rührt, wie bereits beschrieben, von der Umkehrung der Dampfdiffusion her. In einem kalten Jahr bleibt es für den hier gewählten Wandaufbau unkritisch. In einem warmen Jahr steigt der Wassergehalt in der OSB-Platte jedoch über 20 M.-% an. Da gleichzeitig ein relativ hohes Temperaturniveau herrscht, kann eine langfristige Beeinträchtigung der Gebrauchstauglichkeit der Platte durch Mikroorganismen nicht ausgeschlossen werden.

Dieses Beispiel zeigt auf eindrucksvolle Weise, daß unter bestimmten Voraussetzungen eine warme Witterung größere Gefahren in sich bergen kann als ein kälteres Klima.

Literatur

[1] Künzel, H.: Zweischalige Außenwände mit Kerndämmung und Klinkerverblendung. wksb 37 (1996), S. 15-19.

 

Seite erstellt: 20 Apr 2001; letzte Änderung: 16 Jul 2012

Baufeuchte in Außenwand mit Wärmedämmverbundsystem

Baufeuchte in Außenwand mit WDVSWärmedämm-Verbundsysteme (WDVS) bilden nicht nur einen effektiven Wärmeschutz, sondern auch einen guten Witterungsschutz für Außenwände. Außer im Neubau werden sie deshalb auch erfolgreich bei der Altbausanierung eingesetzt. Im letzten Fall wirken sie gleichzeitig als dauerhafter Korrosionsschutz für die Bewehrung von Großtafelbauten [1]. In allen Fällen ist eine rasche Austrocknung der darunter liegenden Konstruktion erwünscht, um die Korrosion oder auch feuchtebedingte Transmissionswärmeverluste zu stoppen. Am Beispiel einer 24 cm starken Kalksandsteinwand mit 80 mm Außendämmung aus Mineralwolle (MW) bzw. Polystyrol-Hartschaum (EPS) wird die Austrocknung der Baufeuchte rechnerisch und experimentell untersucht sowie auf Ergebnisse und Schlußfolgerungen weiterer Berechnungen verwiesen.

Details zu Wandaufbau, Materialeigenschaften und Durchführung der Freilanduntersuchungen und WUFI-Simulationen sind in [2] enthalten (siehe auch das Beispiel in der WUFI-Tour). Die berechneten und gemessenen Wassergehaltsverteilungen in den Wänden zu verschiedenen Zeitpunkten nach Aufbau des Versuchshauses sind in Bild 1 dargestellt (Beprobung durch Bohrkernentnahme). Sowohl für die Wand mit EPS-Dämmung als auch für die mit MW-Dämmung wird eine gute Übereinstimmung zwischen Messung und Berechnung erzielt.

Die Form der Feuchteprofile zeigt, daß die Austrocknung bei der Wand mit EPS-Dämmung in erster Linie zum Raum hin erfolgt, während die Mineralwolle auch eine deutliche Trocknung des Mauerwerks nach außen zuläßt. Insgesamt dauert die Austrocknung der Wand bis zum hygroskopischen Ausgleichszustand mit Mineralwolledämmung eineinhalb Jahre und mit EPS-Dämmung etwa doppelt so lange. Während der Trocknungsphase sind die Wärmeverluste des Gebäudes durch erhöhte Transmission, aber auch durch die erforderliche zusätzliche Lüftung zum Abführen der Baufeuchte, nicht zu vernachlässigen. Im Fall des wenig dämmenden Kalksandsteinmauerwerks beträgt die feuchtebedingte Erhöhung des U-Wertes im ersten Jahr etwa 5%. Bei Mauerwerk aus porosierten Hochlochziegeln unter dem WDVS schlägt dieser Effekt nach Berechnungen in [3] mit ca. 25% zu Buche.

Da der projektierte Wärmeschutz erst am Ende der Austrocknung erreicht wird, sind schnell trocknende Wandaufbauten energetisch günstig. Am besten sind beidseitig diffusionsoffene Konstruktionen die gleichmäßig nach außen und innen trocknen können. Im Fall einer diffusionshemmenden Umschließung des Mauerwerks, z.B. außen durch eine EPS-Dämmung und innen durch einen Fliesenbelag, kann es über fünf Jahre dauern bis die Baufeuchte vollständig ausgetrocknet ist.
Literatur
[1] Cziesielski, E.: Energiegerechte Sanierung von Korrosionsschäden bei Stahlbetongebäuden. Bauphysik 13 (1991), H.5, S.138-143.
[2] Künzel, H.M.: Austrocknung von Wandkonstruktionen mit Wärmedämm-Verbundsystemen. Bauphysik 20 (1998), H.1, S.18-23.
[3] Holm, A. und Künzel, H.M.: Trocknung von Mauerwerk mit Wärmedämmverbundsystemen und Einfluß auf den Wärmedurchgang. Tagungsband 10. Bauklimatisches Symposium, Dresden 1999, S.549-558

 

Seite erstellt: 20 Apr 2001; letzte Änderung: 16 Jul 2012