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Schallschutz im mehrgeschossigen Holzbau | Rabold, Schanda, Kollmannsberger, Rank

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Schallschutz im mehrgeschossigen Holzbau - Luft- und Trittschalldämmung von Trenndecken-

1. Einleitung Zum Schutz gegen unzumutbare Belästigungen aus fremden Wohnbereichen werden in der DIN 4109 [1] Anforderungen an die Schalldämmung der Trennbauteile zwischen den Wohnbereichen gestellt. Als wichtigstes Trennbauteil der Geschoßbauweise ist die Decke zu nennen, für die entsprechende Anforderungen an die Luft- und die Trittschalldämmung be-stehen. Diese Anforderungen können von heute üblichen Trenndeckenkonstruktion bei feh-lerfreier Ausführung sowohl in Holzbauweise als auch in Massivbauweise problemlos ein-gehalten werden. Dies spiegelt sich auch bei Güteprüfungen der Luft- und Trittschalldäm-mung von Trenndecken am Bau wider. Dennoch wird bei Umfragen unter den Bewohnern von Mehrfamilienhäusern in der Regel die Trittschallübertragung als die störendste Ge-räuschquelle genannt [2], [3]. Die Beurteilung der Trittschallübertragung von Trenndecken anhand des bewerteten Norm-Trittschallpegels im Bau (L’n,w) als alleinige Bewertungsgröße scheint somit unabhängig von der Bauweise nicht ausreichend zu sein, um dem subjektiven Empfinden des Bewohners gerecht zu werden. Als Voraussetzung für die Auswahl geeigneter Deckenkonstruktionen für den mehrgeschos-sigen Holzbau ist deshalb zunächst ein zutreffendes Beurteilungskriterium für die Trittschall-übertragung zu wählen. Da der messtechnische Nachweis für die Anforderungen nach DIN 4109 mit einem Norm-Hammerwerk als Anregungsquelle durchgeführt wird, ist die Überein-stimmung zwischen dem Ergebnis dieser Messung (dem bewerteten Norm-Trittschallpegel L’n,w bzw. Ln,w) und dem subjektiven Empfinden des Bewohners bei der üblichen Anregung durch Begehen der Decke zu hinterfragen. In Abschnitt 2 wird hierzu auf die Korrelation zwi-schen dem subjektiven Empfinden des Bewohners und dem nach DIN EN ISO 717-2 [4] be-werteten Norm-Trittschallpegel anhand von hierzu durchgeführten Vergleichsmessungen eingegangen. Daraus können neue Zielwerte für die Bauteiloptimierung anhand eines geeig-neten Berechnungsmodells abgeleitet und für die konstruktive Umsetzung angewendet wer-den. Abschnitt 3 behandelt die Planung und den Nachweis im Bauvorhaben unter Berück-sichtigung der holzbauspezifischen Flankenübertragung, die in einem aktuellen Forschungs-vorhaben detaillierter untersucht wird [5].

2. Schalltechnische Bauteiloptimierung 2.1 Korrelation von Ln,w und subjektivem Empfinden Die Korrelation zwischen dem subjektiven Empfinden des Bewohners und dem nach DIN EN ISO 717-2 bewerteten Norm-Trittschallpegel wurde bereits in diversen Projekten untersucht [3], [6], [7], [8], [9], [10], [11], [12]. Die Ergebnisse dieser Untersuchungen stimmen in ihren Schlussfolgerungen überein, wonach kein brauchbarer Zusammenhang zwischen den beiden Größen existiert. Zur Veranschaulichung dieses Resultats werden in Abbildung 2 Ergebnisse von Messungen mit dem Norm-Hammerwerk nach DIN EN ISO 140-6 bzw. DIN EN ISO 10140-2 [13] mit den Trittschallübertragungen beim Begehen der Decken verglichen (zur Messanordnung siehe Abbildung 1). Zur gehörrichtigen Bewertung wurde aus der Trittschallübertragung beim Begehen der Decke der A-bewertete und nachhallkorrigierte Maximalwert des Trittschallpegel LAFmax,n gebildet. Die einzelnen Punkte in Abbildung 2- links, die jeweils das Ergebnis eines Deckenaufbaus darstellen, zeigen eine sehr schwache Korrelation. Die Messungen für diesen Vergleich erfolgten im Rahmen einer Studienarbeit an der Hochschule Rosenheim [14] und einem Forschungsprojekt des ift Rosenheim [15]. Ergänzende Messungen wurden im Firmenprüfstand von Knauf, Iphofen [16] durchgeführt. Die Messungen erfolgten somit in drei unterschiedlichen Prüfständen und von unterschiedlichen Messteams, womit Unsicherheiten, die auf die unterschiedlichen Prüfstandsabmessungen oder die Unterschiedlichkeit der Deckenanregung bei

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verschiedenen Gehern zurückzuführen sind, bereits enthalten sind. Um die Anregung bei der Begehung der Decke reproduzierbarer zu gestalten, wurden die relevanten Eckdaten für den Geher festgelegt.1

Abbildung 1: Messung der Trittschallübertragung einer Decke. Links: Trittschallanregung durch das Norm-Hammerwerk. Rechts: Anregung durch Begehen der Decke.

Abbildung 2: Korrelation von Ln,w und subjektivem Empfinden. Links: Zusammenhang zwischen dem bewerteten Norm-Trittschallpegel Ln,w und dem A-bewerteten Trittschallpegel LAFmax,n beim Begehen von Holzdecken. Blaue Quadrate: Messungen im ift Rosenheim [15], orange Kreise: Messungen an der HS Rosenheim [14], grüne Dreiecke: Messungen im Deckenprüfstand von Knauf, Iphofen [16]. Rechts: Frequenzabhängige Darstellung der Trittschallübertragung beim Begehen einer Decke.

Die Ursache der schwachen Korrelation wird in Abbildung 2 - rechts anhand der frequenzab-hängigen Darstellung einer typischen Trittschallübertragung beim Begehen einer Holzdecke gezeigt. Aus den Pegeln ist deutlich zu ersehen, dass beim Begehen der Decke nahezu die gesamte Übertragung der Schallenergie unterhalb von 100 Hz erfolgt. Im Gegensatz hierzu wird bei der Bewertung des Norm-Trittschallpegels nach DIN EN ISO 717-2 ausschließlich der Frequenzbereich von 100 - 3150 Hz für den Einzahlwert (Ln,w) verwendet. Der Ln,w kann deshalb den für das subjektive Empfinden relevanten Bereich unter 100 Hz nicht beurteilen. Eine bessere Korrelation ist somit nur durch eine veränderte Bewertung des Norm-Trittschallpegels zu erreichen. Um dem Problem der geringen Korrelation zwischen realem Geher und dem bewerteten Norm-Trittschallpegel zu begegnen, wurde in DIN EN ISO 717-2 ein Spektrum-Anpassungswert CI eingeführt, der auch für den nach unten erweiterten Fre-quenzbereich bis 50 Hz angewendet werden kann (CI,50-2500). Durch die zusätzliche Berück-sichtigung des Spektrum-Anpassungswerts (Ln,w + CI,50-2500) wird die Korrelation deutlich ver-bessert. 1 Geher männlich, 75-85 kg, Gehen auf Socken mit 90-100 Schritt/Min. im Kreis u. Acht

10

20

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16 31,5 60 125 250

f [Hz]

LG

eh

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B]

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Ln,w in dB

LAF

max

,n in

dB

(A)

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2.2 Zielwerte der Bauteilentwicklung für die Trittschalldämmung Bevor die Korrelation zwischen LAFmax,n und Ln,w + CI,50-2500 für die Festlegung der Zielwerte verwendet werden kann, ist zu hinterfragen, ob die Bewertung der Trittschallpegel beim Be-gehen der Decke durch die gebräuchliche A-Bewertung tatsächlich gehörrichtig ist. Hierzu wird in Abbildung 3 - links die A-Bewertung der Trittschallpegel der wesentlich umfangreiche-ren und genaueren Bewertung nach Zwicker [17] gegenübergestellt. Es zeigt sich, dass zu-mindest für diese Art der Anregung und im relevanten Wertebereich zwischen 25 und 45 dB(A) eine gute Übereinstimmung erreicht werden kann.

R2 = 0,94

20

30

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50

0 1 2 3 4 5 6 7

Lautheit NGD in sone

LA

F m

ax,n in

dB

(A)

0,6 1,2

n = 35

r = 0,97

σ = 1,5 dB

R2 = 0,94

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0 1 2 3 4 5 6 7

Lautheit NGD in sone

LA

F m

ax,n in

dB

(A)

0,60,6 1,21,2

n = 35

r = 0,97

σ = 1,5 dB

46 50…53

20

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50

30 40 50 60 70Ln,w + CI,50-2500 in dB

LAF

max

,nin

dB

(A)

kaum wahr-nehmbar

störend

n = 35

r = 0,86

σ = 2,9 dB

4646 50…53

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30 40 50 60 70Ln,w + CI,50-2500 in dB

LAF

max

,nin

dB

(A)

kaum wahr-nehmbar

störend

n = 35

r = 0,86

σ = 2,9 dB

Abbildung 3: Zielwerte für die Bauteilentwicklung. Links: Zusammenhang zwischen dem LAFmax,n und der Laut-heit nach Zwicker [17] Rechts: Zusammenhang zwischen dem LAFmax,n und dem Ln,w + CI,50-2500

Abbildung 3 - rechts zeigt eine nun deutlich bessere Korrelation zwischen den A-bewerteten Trittschallpegeln beim Begehen der Decke und den nach DIN EN ISO 717-2 mit Ln,w + CI,50-2500 bewerteten Hammerwerks-Messungen. Hierdurch wird auch ersichtlich, dass die in Abbildung 2 – links gezeigte, schwache Korrelation weniger durch die Art der Anregung mit dem Norm-Hammerwerk als vielmehr durch die unzutreffende Bewertung über den Ln,w verursacht wurde. Zur Festlegung der Zielwerte für eine gute Trittschalldämmung kann nun das subjektive Empfinden berücksichtigt werden. Die in einigen europäischen Ländern bereits umgesetzte Anforderung an den Ln,w + CI,50-2500 ≤ 53 dB [3] entspricht in Abbildung 3 - rechts in etwa einem LAFmax,n ≤ 35 - 37 dB(A). Erfahrungsgemäß ist oberhalb dieser Grenze mit störenden Trittschallübertragungen zu rechnen [10]. Für einen Ln,w + CI,50-

2500 ≤ 46 dB beträgt der A-bewertete Trittschallpegel in etwa LAFmax,n ≤ 30 dB(A) und ist, je nach Umgebungsgeräusch, kaum noch wahrnehmbar. Die diesen Zielwerten (Ln,w + CI,50-2500 ≤ 53 dB bzw. ≤ 46 dB) zugeordneten A-bewerteten Trittschallpegel (LAFmax,n ≤ 35 dB(A) bzw. ≤ 30 dB(A)) ergeben in Abbildung 3 - links eine Halbierung der Lautheit, die auch in der subjektiven Empfindung einer Halbierung entspricht.

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2.3 Prognosemodelle für die Bauteilentwicklung Wie im vorangegangenen Abschnitt gezeigt wurde, erfolgt die Trittschallübertragung von leichten Deckenkonstruktionen hauptsächlich bei tiefen Frequenzen. Für die Be-rechnung der Schallübertragung von Deckenkonstruktionen ist es deshalb sinnvoll, Berechnungsmodelle zu verwenden, die genügend genaue Ergebnisse bei tiefen Frequenzen und geringer Eigenmodendichte ermöglichen. Hier bietet sich die Ver-wendung von modalen Methoden an, die eine Berechnung der Schwingungsschnelle oder des Schalldrucks aus den Eigenmoden des Bauteils und des Raums ermögli-chen. Bei einfachen Bauteilen können analytische Ansätze für die Eigenmoden ver-wendet werden (z.B. [18, [19]). Kann ein Bauteil auf Grund seines Aufbaus oder sei-ner Randbedingungen mit analytischen Ansätzen nicht befriedigend beschrieben werden, wird häufig die FEM zur Berechnung der Eigenmoden angewendet [20] - [21]. Ein Modell zur Trittschallberechnung, das in [22] - [24] zur Optimierung von De-ckenkonstruktionen verwendet wurde, wird nachfolgend beschrieben.

Abbildung 4: Übersicht des Berechnungsablaufs für eine FEM-basierte Trittschallberechnung [24].

Für die Modellierung der Anregungskraft sind die Wechselwirkungen zwischen der Anregung und der Struktur zu berücksichtigen. Die Entwicklung eines Modells für die Trittschallanregung erfolgte in [25] - [29]. Gerade bei leichten Decken ist es für die korrekte Modellierung wichtig, die Interaktion zwischen dem aufprallenden Stahlzy-linder des Hammerwerks und der einschwingenden Decke zu berücksichtigen. Die Berechnung der Eigenmoden einer Decke erfordert eine detaillierte Modellie-rung des Bauteils. Bauübliche Deckenkonstruktionen weisen einen vielschichtigen Aufbau mit vielseitigen Konstruktionsvarianten auf. Das akustische Verhalten des Modells eines solch komplexen Bauteils wird entscheidend dadurch bestimmt, wie die Einzelbauteile (Balken, Platten) im dreidimensionalen Raum modelliert und zu-sammengefügt sind. Um balkenartige bzw. dünnwandige Strukturen praxisnah und effizient dreidimensional modellieren zu können, werden im hierzu verwendeten FEM Programm AdhoC [30] Hexaederelemente mit hohen Polynomgraden (p-Version der

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FEM) eingesetzt, die große Seitenverhältnisse erlauben [31]. Somit ist es möglich, plattenartige Strukturen mit wenigen 3D-Elementen zu modellieren, die zwar eine geringe Dicke, aber große Abmessungen in Längen- und Breitenrichtung besitzen. Eine effiziente Berechnung ist dadurch möglich, dass die Polynomgrade in die ver-schiedenen lokalen Richtungen der Elemente unabhängig gewählt werden können. Also kann z.B. in der Längen- und Breitenrichtung ein hoher, dagegen in der Dicken-richtung ein niedriger Polynomgrad angesetzt werden. Die Berechnung der Schnellepegel kann auf konventionelle Weise durch die Modal-

und Spektralanalyse erfolgen. Sind die Eigenformen und -frequenzen der Struktur bestimmt, so kann ihr Schwingungsspektrum für eine gegebene Anregungskraft aus der Luft- bzw. der Trittschallanregung anhand der modalen Superposition in der Spektralanalyse berechnet werden. Die aus der Anregung resultierenden Schwingungsamplituden des Bauteils werden maßgeblich durch sein Dämpfungsverhalten beeinflusst. Die Dämpfung stellt somit den maßgeblichen Beitrag zur Begrenzung der Schwingungsamplitude in den Reso-nanzen der Struktur dar. Die Genauigkeit des Berechnungsergebnisses wird dadurch in starkem Maße von der richtigen Wahl bzw. Berechnung der Eingangsparameter für die Dämpfung beeinflusst. Für die hier beschriebene Trittschallberechnung wurde ein modales Dämpfungsmodell verwendet, die Lehr’schen Dämpfungsmaße jedoch aus dem Strukturverlustfaktor ermittelt (Di ≈ ηstructure/2). Der Strukturverlustfaktor ηstruc-

ture enthält hierbei die verschiedenen Anteile des Gesamt-Verlustfaktors nach Abbildung 5.

Abbildung 5: Anteile des Verlustfaktors zur Beschreibung der Strukturdämpfung [24]: - internen Energieverlusten durch die Material-Dämpfung ηinternal - Verluste durch die Energieableitung im Deckenauflager ηboundary - Energieverluste durch die Schallabstrahlung ηradiation - Reibungsverluste in den Elemenstößen ηfriction - Energieverluste durch die Dämpfung des umgebenden Fluids ηfluid

Auf Basis der Schnellepegel der Bauteiloberfläche kann nun die Berechnung des Norm-Trittschallpegels erfolgen. Für die hierzu erforderliche Ermittlung der Schallab-strahlung der Struktur können sowohl modale Methoden (z.B. [18) als auch integrale Methoden (z.B. [32]) verwendet werden. Ein Vergleich des gemessenen Norm-Trittschallpegels einer Brettstapeldecke mit der FEM-basierten Berechnung wird in Abbildung 6 gezeigt.

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a)b)

c)

d)

Abbildung 6: Vergleich zwischen Messung und Berechnung für ein Brettstapeldecke mit Rohdeckenbeschwe-rung aus Kalksplitt und einem schwimmendem Estrich auf Mineralfaser Trittschalldämmplatten. a) FEM-basierte Berechnung mit modalem Ansatz für die Abstrahlung b) FEM-basierte Berechnung mit integralem Ansatz für die Abstrahlung c) Messwerte vergleichbarer Deckenaufbauten d) Mittelwert der Messung ± 2σ

Das beschriebene Berechnungsmodell wurde in [22],[23],[24] zur Trittschallberech-nung und Bauteiloptimierung von Holzdecken eingesetzt. In einem aktuellen Vorha-ben [5] wird das Modell für die Berechnung der Luftschalldämmung erweitert. Die Schallanregung und -abstrahlung wird hierbei anhand von Akustikelementen hoher Ordnung berücksichtigt.

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2.4 Konstruktive Umsetzung Für die konstruktive Umsetzung in der Bauteilentwicklung stehen für die schalltechnische Optimierung im Wesentlichen zwei Möglichkeiten zur Verfügung: die Erhöhung der Masse und die Verbesserung der Entkopplung. Durch die Erhöhung der Masse in Form einer Rohdeckenbeschwerung oder einer Beschwerung der Unterdecke wird die Anregbarkeit (Admittanz) und damit letztendlich die resultierende Oberflächenschnelle reduziert. Somit wird die abgestrahlte Schallleistung verringert.. Die Entkopplung durch einen schwimmenden Estrich oder eine abgehängte Unterdecke reduziert oberhalb der genügend tief abzustimmenden Resonanzfrequenz die Übertragung der Bauteilschwingungen innerhalb der Konstruktion. Die Erarbeitung von Konstruktionshilfen für schalltechnisch optimierte Deckenaufbauten auf Basis dieser Ansätze erfolgte anhand der in Abschnitt 2.3 beschriebenen Berechnungsmethode. Das Berechnungsmodell wurde mit Messergebnissen aus der Datenbank des ift Schallschutzzentrums validiert. Anhand der numerischen Berechnungen des validierten Modells konnten die Wechselwirkungen der Deckenkomponenten mit geringem Aufwand untersucht und optimierte Konstruktionen erarbeitet werden. Nach der messtechnischen Überprüfung der optimierten Konstruktionen wurden die Ergebnisse, unterstützt durch eine systematische Auswertung der Decken-Datenbank am ift-Schallschutzzentrum, in Form von Konstruktionshilfen zusammengestellt (siehe Anhang). Als Beispiel für optimierte Deckenkonstruktionen zeigt Abbildung 7 den Vergleich der Messergebnisse einer Massivholzdecke und einer Holzbalkendecke mit den Norm-Trittschallpegeln konventioneller Stahlbetondecken. Als Optimierungsansatz wurde hier die schallabstrahlende Ebene (Massivholzelement bzw. Unterdecke) beschwert.

Abbildung 7: Messwerte optimierter Holzdecken durch Erhöhung der Masse im Vergleich zu Stahlbetondecken

[15]

Ein Beispiel für optimierte Decken durch effektive Entkopplung ist in Abbildung 8 gezeigt. Die Gegenüberstellung zeigt, dass bei entsprechender Konstruktion die gute Trittschalldämmung einer Stahlbetondecke auch mit deutlich leichteren Decken erreicht werden kann.

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Abbildung 8: Messwerte optimierter Holzdecken durch abgehängte Unterdecken - im Neubau und in der

Altbausanierung - im Vergleich zu Stahlbetondecken [33]

3. Planung und Nachweis Für das Verständnis der in diesem Abschnitt beschriebenen Prognosemodelle ist die Kennt-nis der Schallübertragungswege erforderlich. Hierzu wurden in den letzten Jahren im Holz-bau umfangreiche Forschungsvorhaben durchgeführt, deren Ergebnisse nun in die Neufas-sung der DIN 4109 eingearbeitet wurden [34].

3.1 Übertragungswege Die Luft- und Trittschallübertragung lässt sich im Holzbau durch die in Abbildung 9 darge-stellten Übertragungswege beschreiben. Die Trittschallübertragung kann in die direkte Über-tragung über die Decke und die Flankenübertragung aufgeteilt werden. Die Übertragung auf dem Weg Df erfolgt vom Estrichaufbau in die Rohdecke und von dort in die flankierende Wand. Der Einfluss dieses Übertragungsweges ist abhängig von der Ausführung der Rohde-cke und der flankierenden Wand. Die Flankenübertragung auf dem Weg DFf erfolgt vom Estrichaufbau in die obere flankierende Wand und von dort durch den Deckenstoß in die untere flankierende Wand. Ihr Einfluss lässt sich in Abhängigkeit der Ausführung des Estrich-aufbaus und der Ausführung der flankierenden Wände darstellen.

Dd Df

DFf

Dd

Df

Ff

Fd

Dd

Df Ff Fd

Abbildung 9 Schematische Darstellung der Beiträge zur Schallübertragung im Holzbau: Bild links: Trittschallübertragung; Bild mittig und rechts: Luftschallübertragung Direkte Schallübertragung (Weg Dd) und Beiträge der Flankenübertragung auf den Übertragungswe-gen Ff, Df, Fd und DFf

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Die Luftschallübertragung in vertikaler und horizontaler Richtung kann zusätzlich zur direkten Schallübertragung pro Bauteilstoß durch 3 Übertragungswege beschrieben werden. Zu der direkten Übertragung auf dem Weg Dd kommen 3 Anteile der Flankenübertragung auf den Wegen Ff, Df und Fd hinzu. Die Übertragung auf dem Weg Ff ist von der Ausführung der flankierenden Bauteile und der Stoßstelle abhängig. Der Einfluss der gemischten Übertra-gungswege (Df und Fd) hängt zusätzlich von der Ausführung des Trennbauteils ab.

3.2 Prognose der Trittschalldämmung Für die Berechnung des bewerteten Norm-Trittschallpegels L’n,w inklusive Flankenübertra-gung wurde in [35] die empirische Gleichung (1) erarbeitet, die auch in der neuen DIN 4109 berücksichtigt wird:

L’n,w = Ln,w + K1 + K2 dB (1) Berechnung des Norm-Trittschallpegels L’n,w (inklusive Flankenübertragung) Ln,w bewerteter Norm-Trittschallpegel ohne Flankenübertragung (Weg Dd) K1 Korrektursummand zur Berücksichtigung der Flankenübertragung auf dem Weg Df K2 Korrektursummand zur Berücksichtigung der Flankenübertragung auf dem Weg DFf

Die Werte für die direkte Trittschall- Übertragung der Decke können dem Bauteilkatalog der neuen DIN 4109 entnommen werden (Tabelle 1), oder - falls es sich um einen dort nicht be-schriebenen Aufbau handelt - durch Labormessungen (für Deutschland im Rahmen eines allgemeinen bauaufsichtlichen Prüfzeugnisses) ermittelt werden. Die Anteile der Flanken-übertragung auf den Wegen Df und DFf wurden in [35], [36] für verschiedene Decken- und Wandtypen untersucht und zu Korrektursummanden K1 und K2 zusammengefasst. Die Kor-rektursummanden K1 und K2 können Tabelle 2 und Tabelle 3 in Abhängigkeit der Ausführung der Rohdecke, des Estrichs und der flankierenden Wände entnommen werden. Die Anteile der 4 flankierenden Wände wurden hierbei in einen Wert zusammengefasst. Werden die flankierenden Wände unterschiedlich ausgeführt – wobei für die Beurteilung in Tabelle 2 und Tabelle 3 nur die raumseitige Beplankung maßgeblich ist – so ist der höchste der möglichen Korrektursummanden anzusetzen. Tabelle 1 Auszug aus der Bauteilsammlung für neuen Bauteilkatalog der DIN 4109 [37]. (Die Legende zur näheren Beschreibung der Indizes wird hier aus Platzgründen nicht dargestellt.)

Spalte 1 2 3 4 Zeile Schnittzeichnung Konstruktionsdetails Ln,w,P

(CI) [dB]

Rw,P

(C,Ctr) [dB]

10

≥ 50 mm Estrich 1) ≥ 30 mm MF-

Trittschalldämmplatte (s‘ ≤ 5 MN/m³; Typ T) 2) 22 mm Verlegespanplatte 4) 220 mm Balken o. Stegträger 5) 100 mm Hohlraumdämmung 2) 27 mm Federschiene 7) 12,5 mm Gipskartonplatte 10)

46 (0)

70 (-3; -9)

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Tabelle 2 Korrektursummand K1 Tabelle 3 Korrektursummand K2

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3.3 Prognose der Luftschalldämmung im Holzrahmenbau Das bewertete Schalldämm-Maß inklusive Flankenübertragung lässt sich aus der energeti-schen Addition der in Abbildung 9 dargestellten Übertragungswege nach Gleichung (2) be-rechnen.

R’w = -10 log (10 - 0,1 Rw + ΣΣΣΣ10 - 0,1 Rij,w) (2) Berechnung des bewerteten Bau-Schalldämm-Maßes R’w Rw Schalldämmung des Trennbauteils ohne Flankenübertragung (Weg Dd) Rij,w Flankendämm-Maß auf dem Weg ij = Ff, Df und Fd

Die Indizes ij stehen hierbei für die 3 Flankenübertragungswege (Ff, Df und Fd) je Bauteil-stoß. Bei üblichen Raumgeometrien mit 4 flankierenden Bauteilen sind somit neben der di-rekten Übertragung 12 Anteile der Flankenübertragung zu berücksichtigen. Für den Nachweis der Schalldämmung nach DIN 4109 wird angestrebt, die Anteile der ge-mischten Flankenübertragungswege Df und Fd in einen Korrektursummanden K zusammen-zufassen [38].

R’w = -10 log (10 - 0,1 Rw

+ ΣΣΣΣ 10 - 0,1 RFf,w

) + K (3)

Berechnung des bewerteten Bau-Schalldämm-Maßes R’w Rw Schalldämmung des Trennbauteils ohne Flankenübertragung (Weg Dd) RFf,w Flankendämm-Maß auf dem Weg Ff K Korrektursummand für die Flankenübertragungswege Fd und Df

Mit: RFf,w = Dn,f,w + 10 log (STr/A0) – 10 log (lBau/l0) (4)

Berechnung des bewerteten Flankendämm-Maßes auf dem Weg Ff Dn,f,w bewertete Norm-Flankenpegeldifferenz (Prüfwert im Labor für den Weg Ff) STr Fläche des trennenden Bauteils in m² A0 Bezugsabsorptionsfläche (A0 = 10 m²) lBau gemeinsame Kopplungslänge zwischen Trennbauteil und Flanke in m l0 Bezugslänge in m

Die Eingangsdaten für die Schalldämmung des Trennbauteils und der Norm-Flankenpegeldifferenz der flankierenden Bauteile sind den Bauteilkatalogen der Normen zu entnehmen, oder nach ISO 10140 bzw. ISO 10848 aus Laborprüfungen zu ermitteln. Die Bezugslängen werden teilweise mit unterschiedlichen Werten angegeben. Für die Prognose ist der Wert einzusetzen, der bei der bewerteten Norm-Flankenpegeldifferenz als Bezugs-länge mit angegeben wird. Untersuchungen zur Größe von K lieferten im Durchschnitt Werte von 0 bis -2 dB [38], [39]. In Einzelfällen wurden für die Prognose in Massivholzbauten je-doch auch Werte bis zu -7 dB ermittelt [40]. Für die Luftschallübertragung in Massivholzbau-ten wird deshalb ein genaueres Prognosemodell angestrebt.

3.4 Prognose der Luftschalldämmung im Massivholzbau Für die Prognose der Luftschalldämmung im Massivholzbau kann das Schalldämm-Maß R'w in der Bausituation nach Gleichung (2) ermittelt werden. Die hierzu erforderlichen Flanken-dämm-Maße Rij können entweder messtechnisch bestimmt werden oder nach (5) aus dem Stoßstellendämm-Maß Kij berechnet werden.

Rij,w = Ri,w/2 + Rj,w/2 + ∆∆∆∆Rjj,w + Kij + 10 log (STr/lij l0) (5)

Tabelle 4 zeigt für Massivholzbauteile einige Stoßstellendämm-Maße Kij für T- und Kreuz-Stöße auf den Übertragungswegen Ff und Df bzw. Fd [41], [42], [43], [44]. Die Massivholz-elemente waren hierbei direkt verbunden (verschraubt) ohne elastische Zwischenlage. Diese

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Messwerte werden Planungswerten nach EN 12354 gegenübergestellt, die vorrangig für monolithische Bauweisen aus Mauerwerk und Stahlbeton bestimmt wurden.

Tabelle 4: Übersicht vorhandener Stoßstellendämm-Maße Kij für Massivholzelemente, m’ = 40 – 70 kg/m², m1/m2 = 1,7, im Stoß verschraubt ohne Entkopplungsmaßnahmen, [44]

System- geometrie

T-Stoß Kreuz-Stoß

F

f

d

F

f

d

F

f

d

F f

Messwert 23 dB, [43] 5 dB, [41] 22 dB, [41] 7 dB, [41] KFf

EN 12354 9 dB 9 dB 13 dB 13 dB

Messwert 13 - 15 dB, [42],[43]

15 dB, [41] 16 dB, [41] KFd

EN 12354 6 dB 6 dB 9 dB

Wie Tabelle 4 zeigt, ergeben die Planungswerte nach EN 12354 i.d.R. deutlich ungünstigere Werte für den T- und Kreuz-Stoß, wenn das flankierende Massivholzelement durch den Stoß unterbrochen wird. Ursache hierfür ist die monolithische Verbindung und damit die fehlende Unterbrechung des flankierenden Bauteils bei den in EN 12354 hinterlegten Stoßstellen aus Mauerwerk oder Stahlbeton. Wird das flankierende Bauteil hingegen im Stoß nicht unterbro-chen, ergibt die Prognose nach EN 12354 zu gute Werte, da die Schallableitung bei den Massivholzelement-Stößen geringer ist. Eine sinnvolle Prognose der Flankenübertragung ist für den Massivholzbau somit nur anhand der gemessenen Stoßstellendämm-Maße möglich. Umfangreichere Messungen der Stoßstellendämm-Maße von Massivholzelementen zur Ab-sicherung und Ergänzung der Daten in Tabelle 4, sowie zur detaillierten Untersuchung der Ausbreitungsdämpfung werden derzeit in [5] durchgeführt.

3.5 Verbesserungsmöglichkeiten durch elastische Entkopplungen Eine deutliche Verbesserung des Stoßstellendämm-Maßes kann durch die Anordnung von elastischen Zwischenschichten in der Stoßstelle erreicht werden. Die Montage einer geeig-neten Zwischenschicht im Deckenauflager oder unter der oberen Wand ergibt Verbesserun-gen bis 12 dB; bei ober- und unterseitiger Anordnung bis 22 dB. Wird die elastische Lage-rung durch ungeeignete Befestigungsmittel gebrückt, reduziert sich die Verbesserung auf 2-4 dB. Optimierte Befestigungsmittel und geeignete Materialien zur Entkopplung können [41]-[42] entnommen werden.

Tabelle 5: Verbesserung durch Elastomere- Entkopplungen in Abhängigkeit der statisch erforderlichen Befesti-gungsmittel (Verschraubung, Winkel) [44]

Verbesserung ∆ ∆ ∆ ∆Kij

Befestigungsmittel

Anordnung

ohne mit optimiert

oben od. unten 10-12 dB 2-4 dB 7-10 dB

oben

unten

oben + unten 18-22 dB 5-10 dB 8-19 dB

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4. Ausgeführte Objekte in Massivholzbauweise Zur Illustration der mehrgeschossigen Holzbauweise werden in Abschnitt 4.1 zunächst zwei aktuelle Bauvorhaben vorgestellt. Für die im Bauvorhaben eingesetzten Konstruktionen wer-den die im Labor ermittelten Luft- und Trittschallwerte den Ergebnissen der Baumessung inkl. Flankenübertragung gegenübergestellt. In Abschnitt 4.2 wird auf den Vergleich der prognostizierten Schalldämmung mit der Messung am Bau eingegangen.

4.1 Bauvorhaben Die Bauvorhaben wurden beide in Bad Aibling, Nähe Rosenheim von der B&O Wohnungs-wirtschafts GmbH ausgeführt. Der Entwurf erfolgte durch SCHANKULA Architekten. Der Holzbau wurde durch Huber & Sohn erstellt. Die Konstruktion der Decken und Wände erfolgte in Massivholzbauweise. Die Trenndecke erhielt zusätzlich zum schwimmenden Zementestrich eine Beschwerung aus gebundenem Splitt. Die Untersicht der Trenndecke konnte wunschgemäß in weiten Bereichen sichtbar bleiben. Alle tragenden Wände wurden aus Brandschutzgründen mit einer K260 Kapselung aus 2x18 mm Gipsfaserplatten versehen. Die Wohnungstrennwände wurden im zunächst erstellten 4-Geschoßer als komplett getrennte Wandscheiben konstruiert. Im 8-Geschoßer konnte die Trennwandkonstruktion auf Grund der positiven Erfahrungen im 4-Geschoßer und ergänzender Labormessungen auf eine kostengünstigere einschalige Konstruktion mit ent-koppelter Installationsebene reduziert werden.

Abbildung 10: 4- und 8-Geschosser in Bad Aibling bei Rosenheim. Bildrechte B&O Wohnungswirtschafts GmbH

Die Ergebnisse der Luft- und Trittschallmessung am Bau wurden mit den Ergebnissen ähnli-cher Konstruktionen im Labor ohne Nebenwege vergleichen. Der Norm-Trittschallpegel der Trenndecke im 4-Geschoßer wird in Abbildung 11 gezeigt. mit einem L'n,w + CI,50-2500 = 45 dB liegt das Ergebnis auch inklusive Flankenübertragung im "Komfortbereich" nach Abbildung 3, der erwarten lässt, dass Gehgeräusche vom Bewohner kaum noch wahrgenommen werden können. Dies deckt sich auch mit den Erfahrungen der Bewohner des mittlerweile bezoge-nen 4-Geschoßers. Im 8-Geschoßer wurde die Trenndecke in den unteren Stockwerken ver-gleichbar ausgeführt. In den oberen Geschoßen wurden Versuchsaufbauten mit Trockenest-rich realisiert.

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Der in Abbildung 11 gezeigte Vergleich der Baumessungs-Ergebnisse mit Laborergebnissen ohne Flankenübertragung belegt auch, dass die tieffrequente Trittschallübertragung unter 100 Hz durch die Flankenübertragung am Bau kaum beeinflusst wird. Beide Messkurven liegen in diesem Frequenzbereich nahe beieinander. Auch die Einzahlwerte inklusive Spekt-rumanpassungswert unterscheiden sich um nur 3 dB. Dies kann auch durch die statistische Auswertung der im ift Rosenheim für Trenndecken vorhandener Vergleiche zwischen Labor- und Baumessung bestätigt werden. Die Differenzen lagen dort zwischen 0-3 dB [45].

Abbildung 11: Norm-Trittschallpegel der Wohnungstrenndecke. Links: Deckenaufbau im 4-Geschoßer. Rechts: Vergleich der Messergebnisse am Bau mit Laborergebnissen eines ähnlichen Aufbaus

Abbildung 12: Schalldämm-Maß der Wohnungstrenndecke. Links: Deckenaufbau im 4-Geschoßer. Rechts: Vergleich der Messergebnisse am Bau mit Laborergebnissen eines ähnlichen Aufbaus

63 125 250 500 1000 200030

40

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70

80

90

f in Hz

R in dB

60 mm Zementestrich 40 mm MFT, s' = 6 MN/m³ 90 mm Splitt, m' = 135 kg/m² 200 mm Brettschichtholz Element

Rw = 77 dB

R'w = 59 dB

Wohnungstrenndecke

63 125 250 500 1000 200010

20

30

40

50

60

70

f in Hz

Ln in dB

60 mm Zementestrich 40 mm MFT, s' = 6 MN/m³ 90 mm Splitt, m' = 135 kg/m² 200 mm Brettschichtholz Element

Ln,w + CI,50-2500 = 42 dB L'n,w + CI,50-2500 = 45 dB

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Bei der Luftschalldämmung dominiert hingegen die Flankenübertragung, wie Abbildung 12 zeigt. Hier wird das Schalldämm-Maß von Rw = 77 dB für die Trenndecke ohne Nebenwege auf R'w = 59 dB inklusive Nebenwege reduziert. Der Zielwert (Schallschutzstufe II nach VDI 4100:2007) wurde sicher erreicht. Auf Grund der bereits erwähnten Kapselung der flankie-renden Wände mit 2 x 18 mm GF konnte nach Gleichung (2) und (5) in der Planungsphase gezeigt werden, dass eine zusätzliche Entkopplung des Deckenauflagers mit Elastomeren für dieses Bauvorhaben nicht erforderlich ist.

4.2 Vergleich mit Baumessungen

Zur Ermittlung der Prognoseunsicherheit und des Einflusses der gemischten Übertragungs-wege Fd, Df wurden Vergleiche zwischen den prognostizierten Luft- und Trittschallwerten und den Messergebnissen am Bau vorgenommen. Die Berechnung der Luftschalldämmung erfolgte nach Gleichung (2) bzw. in vereinfachter Form nach Gleichung (3). Das Flanken-dämm-Maß Rij,w (bzw. RFf,w in (3)) wurde hierzu entweder messtechnisch unter Laborbedin-gungen bestimmt, oder nach (5) berechnet. Die Trittschallberechnung erfolgte nach Glei-chung (1).

Für die in Abschnitt 4.1 beschriebene Trenndecke wurden folgende Ergebnisse prognosti-ziert:

Tabelle 6: Vergleich der prognostizierten Ergebnisse mit Messwerten

Bewertetes Bau-Schalldämm-Maß R'w Bewerteter Norm-Trittschallpegel L'n,w

Prognose nach (2)

Prognose nach (3) mit K = 0

Messwert Prognose nach (1)

Prognose nach (1), K1 u. K2 korrigiert1)

Messwert

R'w = 59 dB R'w = 63 dB R'w = 59 dB L'n,w = 48 dB L'n,w = 44 dB L'n,w = 43 dB

1) Berücksichtigung der Zusatzmasse durch die K260 Kapselung der flankierenden Wände

In [40] wurden diese Vergleiche für verschiedene Bauvorhaben mit Massivholzbauteilen vor-genommen. Wie sowohl Tabelle 6 als auch Abbildung 13 zeigen, liegt die Berechnung des bewerteten Schalldämm-Maßes im Bau R’w bei Vernachlässigung der Übertragungswege Fd und Df (K = 0) stark auf der unsicheren Seite. Werden hingegen Df und Fd zusätzlich be-rücksichtigt (Abbildung 14), wird eine deutlich bessere Genauigkeit erzielt.

1 1 1

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1

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1

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-2

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Bausituation Nr.

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B

Luftschall Trittschall

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Abbildung 13: Vergleich zwischen Baumessung und Berechnung nach Gleichung (1) bzw. (3) mit K = 0. Die mittlere Abweichung für die 13 Bausituationen liegt bei –0,7 dB, die Standardabweichung σ bei 2,5 dB

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0

2

1 1

3

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0

1

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-1

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0

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1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13

Bausituation Nr.

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BLuftschall Trittschall

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Abbildung 14: Vergleich zwischen Baumessung und Berechnung nach Gleichung (1) bzw. (2). Die mittlere Abweichung für die 13 Bausituationen liegt bei 0,3 dB, die Standardabweichung σ bei 1,4 dB

5. Zusammenfassung und Ausblick

Für die Zufriedenheit des Bewohners mit der Schalldämmung der Decke ist dessen subjektives Empfinden der Trittschallübertragung maßgeblich. Als Maß für das subjektive Empfinden kann der A-bewertete Trittschallpegel beim Begehen der Decke verwendet werden. Da zwischen dem A-bewerteten Maximalwert des Trittschallpegels und dem Ln,w als Einzahlbewertung nach DIN EN ISO 717-2 kein ausreichender Zusammenhang besteht, wurde für die Festlegung der zu erreichenden Zielwerte die zusätzliche Bewertung durch den Spektrum-Anpassungswert CI,50-2500 verwendet. Anhand der nun ausreichenden Korrelation konnten Zielwerte (Ln,w + CI,50-2500 ≤ 53 dB bzw. ≤ 46 dB) festgelegt und mit numerischen Berechnungsmodellen entsprechend ausgelegte Deckenaufbauten als „Demonstratoren“ entwickelt werden. Zur Umsetzung in der Bausituation kann die Flankenübertragung in Abhängigkeit der Bauteilausführung ermittelt werden. Mit der Zielsetzung einer effizienteren bauakustischen Begleitung von Bauvorhaben in Massivholzbauweise werden diese Berechnungsmodelle in einem aktuellen Projekt [5] weiterentwickelt und auch für die Luftschallberechnung angewendet.

6. Danksagung Die Autoren bedanken sich für die hilfreichen Diskussionen und die Zusammenarbeit besonders bei Dr. Franz Dolezal (Holzforschung Austria), Dr. Rümler (Knauf Gips KG), Herrn Seidel (Knauf Gips KG) und Markus Schramm (ift Rosenheim). Weiterhin gilt der Dank Huber&Sohn und der B&O Wohnungswirtschafts GmbH für die Bereitstellung der Gebäude zur schalltechnischen Überprüfung, sowie der DFG und der AiF für die finanzielle Unterstützung bei den zitierten Projekten.

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7. Literatur [1] DIN 4109, Schallschutz im Hochbau, Anforderungen und Nachweise November 1989 und Beiblatt 1 zur

DIN 4109 Schallschutz im Hochbau, Ausführungsbeispiele und Rechenverfahren, November 1989

[2] Reichelt, H., Schall- und schwingungstechnische Lösungen im Holzbau, Projektarbeit, Hochschule Rosenheim, 2008

[3] Lang, J., Schallschutz im Wohnungsbau, Forschungsbericht ifip TU Wien, 2006

[4] DIN EN ISO 717-2 , Akustik - Bewertung der Schalldämmung in Gebäuden und von Bauteilen - Teil 2: Trittschalldämmung (ISO 717-2:1996 + AM1:2006); Deutsche Fassung EN ISO 717-2:1996 + A1:2006. 2006

[5] Wohlmuth, B., Rank, E., Kollmannsberger, S., Schanda, U., Rabold, A., Vibroakustik im Planungsapro-zess für Holzbauten - Modellierung, numerische Simulation, Validierung - Forschungs-Kooperationsprojekt TU München, Hochschule Rosenheim, ift Rosenheim, in Bearbeitung

[6] Hveem, S., Homb, A., Haagberg, K., Rindel, J. H.,“Low-frequency footfall noise in multi-storey timber frame buildings”, NKB report 1996:12 E

[7] Jeon, J., Y., Jeong, J. H., “Objective and Subjective Evaluation of Floor Impact Noise”, Journal of Tem-poral Design in Architecture and the Environment, 2002, 2, 20-28

[8] Warnock, A.C.C.,” Low-frequency impact sound transmission through floor systems”, InterNoise, 2000

[9] Scholl, W., “Das Normhammerwerk muss laufen lernen“, Tagungsband DAGA, 2001

[10] Burkhart, C., Tieffrequenter Trittschall – Messergebnisse, mögliche Ursachen, Tagungsband DAGA 2002

[11] B. Rasmussen, J. H. Rindel: Sound insulation of dwellings – Legal requirements in Europe and subjec-tive evaluation of acoustical comfort. Proceedings of DAGA, 2003, 118–121

[12] Kühn, B., Blickle R., „Trittschalldämmung und Gehgeräusche-Immission von Geschossdecken aus Holz“, WKSB, 2004, 52

[13] EN ISO 140-6:1998-8 Akustik; Messung der Schalldämmung in Gebäuden und von Bauteilen – Teil 6: Messung der Trittschalldämmung von Decken in Prüfständen bzw. DIN EN ISO 10140-3: 2010-12 Akustik - Messung der Schalldämmung von Bauteilen im Prüfstand - Teil 3: Messung der Trittschalldämmung

[14] Erhardt, D., Morkötter, D., Gehversuche auf Holzdecken zum Vergleich mit den bewerteten Norm-Trittschallpegeln gemäß DIN EN ISO 717, Studienarbeit, Hochschule Rosenheim, 2010

[15] Rabold, A., Rank, E., Anwendung der Finiten Elemente Methode auf die Trittschallberechnung, Teilbe-richt zum Kooperationsprojekt: Untersuchung der akustischen Wechselwirkungen von Holzdecke und Deckenauflage zur Entwicklung neuartiger Schallschutzmaßnahmen, ibp Stuttgart, TU München, ift Rosenheim, DGfH 2009

[16] Seidel, J., Trittschall- und Geher-Messungen im Deckenprüfstand der Fa. Knauf Gips KG, Iphofen, 2010

[17] Zwicker, E., Fastl, H., Widmann, U., Kurakata, K., Kuwano, S., Namba, S., Program for calculating loudness according to DIN 45631 (ISO 532B), Journal of Acoustic Society of Japan, 12, 39-42, 1991

[18 Jean, P., Rondeau, J.F., A simple decoupled modal calculation of sound transmission between volumes”, Acta Acustica, 2002, 88, 924 – 933

[19] Gagliardini, L., Roland, J., Guyader, J.L., The use of functional basis to calculate acoustic transmission between rooms, Journal of Sound and Vibration, 1991, 154, 457-478

[20] Petyt, M., Lim, S. P., Finite element analysis of the noise inside a mechanically excited cylinder”, Inter-national Journal for Numerical Methods in Engineering 13, 109-122, 1978.

[21] Davidsson, P., Structure-acoustic analysis; finite element modelling and reduction methods”, Doctoral Thesis, Division of Structural Mechanics, Lund University, Sweden, 2004, ISBN 91-628-6176-X

[22] Rabold, A., Düster, A., Rank, E., FEM based prediction model for the impact sound level of floors, Conference proceedings EURONOISE 2008.

[23] Rabold, A., Düster, A., Hessinger, J., Rank, E., Optimization of lightweight floors in the low frequency range with a FEM based prediction model, Tagungsband DAGA 2009.

[24] Rabold, A., Anwendung der Finite Element Methode auf die Trittschallberechnung. Dissertation, Tech-nische Universiät München, 2010.

[25] Cremer, L., Heckl, M., Körperschall - physikalische Grundlagen und technische Anwendungen, Berlin, Verlag Springer ISBN 3-540-54631-6 1996

[26] Brunskog, J., Hammer, P., The interaction between the ISO tapping machine and lightweight floors”, Acta Acustica - Acustica, 2003, v 89, n 3, pp 296 – 308

[27] Vér, I.”Impact noise isolation of composite floors”, Journal of the Acoustical Society of America, 50, 1971, 1043 - 1050

[28] Scholl, W., Maysenhölder, W., Impact sound insulation of timber floors: Interaction between source, floor coverings and bearing floor, Journal of Building Acoustics, 6, 1999, 43-61

[29] Rabold, A., Buchschmid, M., Düster, A., Müller, G., Rank, E., Modelling the excitation force of a stan-dard tapping machine on lightweight floor structures, Journal of Building Acoustics,·17,· 2010, 175–197

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[30] Düster, A. ; Bröker, H. ; Heidkamp, H. ; Heißerer, U. ; Kollmannsberger, S. ; Krause, R. ; Muthler, A. ; Niggl, A. ; Nübel, V. ; Rücker, M. ; Scholz, D., AdhoC 4 – User’s Guide. Lehrstuhl für Bauinformatik, Technische Universität München,2004

[31] Szabo, B. A., Düster, A., Rank. E., The p-version of the Finite Element Method, in: E. Stein, R. de Borst, and T. J. R. Hughes (Editors), Encyclopedia of Computational Mechanics, Bd. 1, Kapitel 5, S. 119 – 139. John Wiley & Sons, 2004

[32] Hübner, G., Messner, J., Meynerts, E., Schallabstrahlungsberechnung mit der direkten Finite Elemente Methode, Forschungsbericht der Universität Stuttgart, 1986, Bericht Nr. 479

[33] Rabold, A., Hessinger, J., Bacher, S., Schallschutz, Holzbalkendecken in der Altbausanierung, Mikado plus, 3, 2008

[34] E DIN 4109, Schallschutz im Hochbau, Ausgabedatum: 2013-06

[35] Holtz, F., Rabold, A., Hessinger, J., Bacher, S.: Ergänzende Deckenmessungen zum Vorhaben: Integ-ration des Holz- und Skelettbaus in die neue DIN 4109, Abschlußbericht des Labor für Schall- und Wärmemesstechnik zum DGfH-Forschungsvorhaben 2005

[36] Holtz, F., Rabold, A., Hessinger, J., Buschbacher, H.P., Dedio, M., Biermann, A.: Verringerung der Schallabstrahlung von Holzständerwänden bei Trittschallanregung im mehrgeschossigen Holz-Wohnungsbau, Abschlußbericht des Labor für Schall- und Wärmemesstechnik zum DGfH-Forschungsvorhaben, 2003

[37] Scholl, W., Bietz, H., Integration des Holz- und Skelettbaus in die neue DIN 4109, Forschungsbericht, PTB Braunschweig, 2004

[38] Metzen, H.: Integration des Holz- und Skelettbaus in die neue DIN 4109 - Abschlussbericht zum Pro-jektteil "Berechnungsmodelle und Berechnungsansätze für den Holzbau", 2004

[39] Schumacher, R; Saß, B; Pütz, M.: Schalllängsleitung bei Außen- und Innenwänden im Mehrgeschoss-Holzbau, DGfH- Forschungsbericht des ift Rosenheim (März 2002)

[40] Rabold, A., Schallschutz - Theorie und Praxis am Beispiel MFH Ottostraße, Tagungsband 11. Internati-onales Holzbau-Forum Garmisch, 2005

[41] Schramm, M., Vertikale Flankenübertragung bei Holzmassivdecken, Diplomarbeit Fachbereich Holz-technik, HS Rosenheim 2008

[42] Dolezal, F., Bednar, T., Teibinger, M., Flankenübertragung bei Massivholzkonstruktionen, Teil 1, Bau-physik 2008, 30, 143-151

[43] Holtz, F., Rabold, A., Hessinger, J., Bacher, S., Ergänzende Deckenmessungen zum laufenden Vorha-ben: Integration des Holz- und Skelettbaus in die neue DIN 4109, Forschungsbericht ift Rosenheim, 2005

[44] Schramm, M., Dolezal, F., Rabold, A., Schanda, U., Stoßstellen im Holzbau - Planung, Prognose und Ausführung, Tagungsband DAGA'10, Berlin, 2010

[45] Rabold, A., Schanda, U., Hessinger, J., Korrelation zwischen Geher und Norm-Hammerwerk

bei der Trittschallübertragung, Tagunsband DAGA'11, Düsseldorf, 2011

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Anhang

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