514 | Februar 1991 - TUHH...Inhaltsverzeichnis 1Einleitung 2 2UntersuchungenamHydrophonhalter 4...

SCHRIFTENREIHE SCHIFFBAU

Hubertus von Selle

Gestaltung und Festigkeit unter Wasser geschweißter Dopplungen

514 | Februar 1991

Gestaltung und Festigkeit unter Wasser geschweißter Dopplungen

Hubertus von Selle, Hamburg, Technische Universität Hamburg-Harburg, 1991

ISBN: 3-89220-514-0

© Technische Universität Hamburg-Harburg Schriftenreihe Schiffbau Schwarzenbergstraße 95c D-21073 Hamburg http://www.tuhh.de/vss

INSTITUT FÜR SCHIFFBAU DER UNIVERSITÄT HAMBURG

Bericht Nr. 514

Gestalt~~g ~~d Festigkeit

~~te~ Wasse~ gesch~eiBte~

DC)ppl~~ge~

von

Hubertus von Selle

Februar 1991

Diese Arbeit entstand während meiner Tätigkeit am

Institut für Schiffbau der Universität Hamburg (IfS).

Die Untersuchungen wurden im Rahmen der Hochschul-

zusammenarbeit zwischen dem IfS und dem GKSS-

Forschungszentrum Geesthacht GmbH durchgeführt.

Ich danke den Professoren

Prof. Dr.-Ing

Prof. Dr.-Ing

Prof. Dr.-Ing

H. Petershagen

H.G. Schafstall

E. Lehmann

für die Unterstützung bei der Erstellung dieser Arbeit

Inhaltsverzeichnis

1 Einlei tung 2

2 Untersuchungen am Hydrophonhalter 4

2.1 Versuchsdurchführung und Versuchsergebnisse 5

2.2 Finite Element Berechnungen und

Vergleich mit der Messung 7

3 Flickenschweißung 8

3.1 Durchführung der Reparatur 9

3.2 Schwingfestigkeitsversuch 10

3.3 Versuchsmodell für Dehnungsmessungen 13

3.4 Bewertung der Flickenschweißung nach DIN 15018 . 15

3.5 Lineare Schadensakkumulationsrechnung 16

4 Parameteruntersuchungen an der Flickenform 21

4 . 1 Parameter 22

4 . 2 Rechenmode 11 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 23

4.3 Ergebnisse 24

5 Einfluß der Nahtform auf die Lebensdauer 28

5.1 Lebensdauerabschätzung nach Radaj 29

5.2 Boundary Element Modell 30

5.3 Ergebnisse 32

6 Zusammenfassung und Folgerungen 37

7 Literatur 39

1

1 Einleitung

Offshore-Strukturen werden -wie Schiffe und einige Stahl-

strukturen an Land- nicht nur statisch belastet, sondern

auch wechselnden Betriebsbeanspruchungen ausgesetzt.

Bei schwimmenden bzw. bei im Wasser festgegründeten Struk-

turen sind hierzu in erster Linie Seegangslasten, aber

auch Be- und Entladevorgänge zu nennen.

Die Betriebfestigkeit solcher Bauwerke ist von großer

Bedeutung, die sich auch in den Empfehlungen und Richt-

linien zum Bau von Strukturen an Land (z.B. /1/ und /2/),

zum Bau von Schiffen (z.B. /3/), und zum Bau von meeres-

technischen Einrichtungen (z.B. /4,5,6/)) widerspiegelt.

Während des Betriebs von Offshore-Bauwerken können durch

die Betriebsbeanspruchung sChwingrisse in der tragenden

Rohrkonstruktion entstehen. Werden sie rechtzeitig

erkannt, so können sie im Rahmen der Reparatur des

Bauwerks mit Hilfe aufgeschweißter Flicken (Dopplungen)

entschärft werden. Insbesondere für feststehende Platt-

formen, die

Pipelines,

sie auch

nicht gedockt werden können, aber auch für

ist dies eine geeignete Reparaturmaßnahme, da

unter schwierigen Bedingungen durchgeführt

werden kann.

Zu welchen katastrophalen Folgen das Nichterkennen von

Schwingrissen führen kann, zeigt der Unfall der Wohn-

plattform Alexander L. Kielland am 27. März 1980 im

Ekofisk Feld:

Nach dem untersuchungsbericht /7/ und /8/ wurde der

Unfall durch einen schwingbruch

(Bild 1) ausgelöst. Ausgangspunkt

eingeschweißter Hydrophonhalter. In kurzen Abständen ver-

der Verstrebung D-6

war hier ein fehlerhaft

2

sagten weitere Verstrebungen, was letztlich zum Verlust

eines Beines des fünfbeinigen Halbtauchers führte. Der

Unfall forderte 123 Todesopfer.

Ausgehend von diesem Schadensfall soll die Frage

untersucht werden, ob bei rechtzeitigem Entdecken des für

das Versagen ursächlichen Risses und seiner Reparatur mit

den derzeit verfügbaren technologischen Mitteln das

Versagen der Konstruktion in der restlichen Betriebszeit

hätte vermieden werden können.

Als erster Schritt wurde hierzu der Schadensverlauf

experimentell nachvollzogen. In einem zweiten Schritt

wurde der geschädigte Bereich herausgetrennt und durch

eine unter Wasser durchgeführte Flickenschweißung

(Dopplung) ersetzt. Das reparierte Modell wurde an-

schließend erneut einer schwingfestigkeitsprüfung unter-

zogen.

Versuchsbegleitend wurden Dehnungsmessungen

nungsberechnungen durchgeführt.

und Span-

In einer Parameterstudie ist der Einfluß verschiedener

Dopplungsformen auf das spannungsniveau in den anriß-

kritischen Bereichen untersucht worden.

Abschließend wurde der Frage nach einer in Bezug auf die

Lebensdauer günstig gestalteten Schweißnaht nachgegangen.

In der Literatur wird das Thema der

behandelt. Der Schwerpunkt liegt jedoch

die einseitig auf intakte Strukturen

steifigkeitserhöhung aufgesetzt werden.

umschweißten Enden besondere Beachtung.

z.B. Arbeiten von Paetzold /9/, Gurney

Dopplung häufig

bei Dopplungen,

zum Zweck der

Hierbei gilt den

Darüber gibt es

und Maddox /10/

3

und Vorschriften des Germanischen Lloyd /3/, der

Deutschen Bundesbahn /11/ sowie die Norm DIN 4100 /12/.

Anwendungsgebiete sind im Schiffbau z.B. Hilfsmaschinen-

fundamente und auf Deck und Boden aufgesetzte Dopplungen

zur Erhöhung des Hauptspantwiderstandsmoments bei Schiffs-

verlängerungen. Im Brückenbau sind Dopplungen ebenfalls

häufig zu finden.

Beidseitig aufgesetzte Dopplungen werden von Radaj in /13/

theoretisch behandelt. Versuchsergebnisse von Kleinproben

sind von Olivier und Ritter in /14/ (Teil 3) zusammen-

gefaßt. Weitergehende Untersuchungen werden z.zt. in

einem DFG-Forschungsvorhaben behandelt.

Unter Wasser durchgeführte Reparaturen sind z.B. für ein-

gesetzte Rohrstücke in /15,16/ beschrieben. Die Schweiß-

nahtqualität von Naßschweißungen wird in /17,18/ unter-

sucht, ohne dabei die Gesamtstruktur zu betrachten.

2 Untersuchungen am Hydrophonhalter

Zur Simulation des Schadensherganges an der "Alexander

Kielland" wurde ein Versuchsmodell gefertigt, das die

Strebe D6, deren Versagen das Kentern der Plattform

verursachte, darstellt. Bild 1 zeigt die Strebe mit dem

schadensursächlichen Hydrophonhalter, Bild 2 eine Skizze

des Versuchsmodells.

Die Strebe ist darin durch eine ebene Platte ersetzt. Im

Übrigen sind die Originalabmessungen beibehalten. Die

Werkstoffeigenschaften von Platte und Stutzen wurden

denen der Originalkonstruktion möglichst weitgehend

4

angepaßt. Die Streckgrenze der Platte betrug

300 - 345 N/mm2

und die Bruchgrenze

a = 500 - 520 N/mm2b

Die Fertigung

Werkstoffkunde

des Modells erfolgte im Laboratorium

und Schweißtechnik der Universität

für

der

Bundeswehr, Harnburg. Sie wurde so vorgenommen, daß die

Kehlnaht zwischen Hydrophonhalter und der die Strebe D6

simulierenden Platte mit einer dem originalfall

entsprechenden geringen Nahtqualität erstellt wurde. Dazu

wurde mit feuchten basischen Elektroden geschweißt, so

daß bei einern diffusionsfähigen Wasserstoffgehalt von

etwa 20 Nml HD je 100g Fe in der Naht Unternahtrisse

entstanden.

Die Untersuchung des Modells erfolgte am Institut für

Schiffbau der Universität Harnburg (IfS). Hierzu wurde das

Modell zunächst einer Schwingbeanspruchung unterzogen.

Das Auftreten des ersten Anrisses und der Rißfortschritt

wurden beobachtet. Nach Erreichen einer vorgegebenen

Anrißlänge wurde der Versuch abgebrochen.

2.1 Versuchsdurchführung und Versuchsergebnisse

Der Schwingfestigkeitsversuch wurde in der Festig-

keitsanlage des IfS durchgeführt. Der Versuchsaufbau ist

in Bild 3 und 13 gezeigt. Die Last wird durch 4 vertikal

angeordnete I-Träger, die im oberen Bereich von zwei

servohydraulischen Zylindern gedrückt werden und unten

über Druckstangen am Widerlager gelagert sind, in das

5

Modell eingeleitet.

Durch die Modellanordnung auf halber Höhe zwischen den

Zylindern und den Druckstangen wird in etwa die zweifache

Zylinderkraft in das Modell eingeleitet.

Als Grenzspannungsverhältnis wurde R=O (Zugschwellbean-

spruchung) gewählt. Die Nennoberspannung im ungestörten

Querschnitt betrug

a = 75 N/mm2.o

Die Belastung wurde mit einer Frequenz von ca. 0.2 Hz

aufgebracht. Der Rißverlauf in der Einbrandkerbe zwischen

der Kehlnaht und der Platte wurde mit Hilfe des Farb-

eindringverfahrens beobachtet.

Während des Versuchs wurde die Spannung an den in Bild 2

gezeigten Punkten mit Dehnungsmeßstreifen (DMS) gemessen.

In Bild 4 sind die in Modellmitte und 750 mm aus der

Mitte nach 15 130 und 85 000 Lastwechseln gemessenen Span-

nungen gezeigt.

Die größeren Spannungen in der 2700 Position können auf

eine ausgedehnte re Schädigung in diesem Bereich zurück-

geführt werden. Nach 85 000 Lastwechseln ist der Riß in

der 1200 position von der Schweißnaht in die Platte abge-

zweigt, so daß dieser Versuch beendet wurde.

Die bei Versuchsende gemessenen Rißlängen sind in Bild 5

abgebildet.

Zusammenfassend zu diesem Abschnitt kann festgestellt

werden, daß der Rißpfad dem des originalen Schadensfalles

entsprach.

6

2.2 Finite Element Berechnung und Vergleich mit der

Messung

versuchsbegleitende Berechnungen wurden mit dem Finite

Element (FE) Programm ADINA /19/ durchgeführt. Es wurde

ein Viertelmodell aus Plattenelementen mit 9 Knoten mit

Symmetriebedingungen an zwei Seiten erstellt. Auf die

Nachbildung der Schulterung im Krafteinleitungsbereich

wurde verzichtet (Bild 6). Der Hydrophonhalter wurde eben-

falls mit Plattenelementen idealisiert.

Die Belastung

verschiebung u

die im Versuch

wurde am rechten Modellrand in Form einer

vorgegeben. Sie wurde so gewählt, daß sich

gemessene Nennspannung von

a 75 N/mm2

im ungestörten Querschnitt einstellte.

Mit drei Rechenläufen wurde die spannungsverteilung im

symmetriequerschnitt I (Bild 6) mit zunehmender Rißlänge

um den Hydrophonhalter herum nachvollzogen.

Hierzu wurden die Freiheitsgrade der Knoten von

und Stutzen entlang der Schweißnaht zunächst

(Schweißnaht intakt) und dann entsprechend der

über einen Bereich von 450 und 900 (Platte ohne

Platte

gekoppelt

Rißlänge

Stutzen)

entkoppelt.

Die berechneten Spannungsverläufe sind

Meßwerten gegenübergestellt. Die Rechnung

daß nach einer Rißausbreitung von mehr

Stutzen praktisch nicht mehr mitträgt.

Da sich der Riß im Versuch stark

in Bild 7 den

zeigt deutlich,

als 450 der

breitete, entspricht das Rechenmodell

metrie nicht den Versuchsbedingungen.

unsymmetrisch aus-

mit doppelter Sym-

Die beiden Extrem-

7

fälle "Schweißnaht intakt" und "Platte ohne Stutzen"

grenzen jedoch den gesamten Versuchsablauf ein.

Die nach 15 130 und 85 000 Lastwechseln gemessenen Span-

nungen liegen genau in diesem Bereich und stehen damit im

Einklang mit den Rechenergebnissen.

Zur Prüfung der Übertragbarkeit der an dem ebenen Modell

gefundenen Ergebnisse wurde eine vergleichsrechnung durch-

geführt. Danach hat eine gekrümmt nachgebildete Platte

mit dem Durchmesser der Strebe D6 (0 = 2.6 m) praktisch

keinen Einfluß auf die Spannungskonzentration am Hydro-

phonhalter.

3 Flickenschweißunq

Für die Reparatur wurde der geschädigte Modellbereich

herausgetrennt und durch ein in trockener Umgebung mit

erhöhter Kehlnahtqualität am Hydrophonhalter hergestell-

tes Ersatzstück ausgetauscht.

Das Einsetzen des Ersatzstücks erfolgte in nasser

Umgebung im Tauchbecken des Instituts für Anlagentechnik

der GKSS.

Zur Untersuchung der Schwingfestigkeit des reparierten

Modells wurde die Versuchsplatte wieder in die Versuchs-

vorrichtung des Instituts für Schiffbau eingebaut und

einer weiteren schwingbelastung unterzogen.

8

3.1 Durchführung der Reparatur

Die Umfangskehlnaht zwischen der Platte und dem Flicken

wurde mit dem "water curtain-local dry spot" Prozess

geschweißt. Dieses Verfahren wurde an der Universität der

Bundeswehr Hamburg entwickelt und ist in /20/ detailiert

beschrieben.

In /21/ wird über die Wasserstoffaufnahme bei der

Anwendung dieses Schweißverfahrens berichtet.

Bild 8 zeigt Aufnahmen des Schweißapparates und das

reparierte Modell über dem Tauchbecken der GUSI (~KSS

~nderwater Simulator).

Geschweißt wurde mit folgenden Parametern:

Strom

Spannung

Schweißgeschwindigkeit

Fülldraht

Schutzgas

290 A

30 V

18 cm/min

Griduct SV8

Krysal

Die Schweißung wurde fernbedient in einer Wassertiefe von

5 m durchgeführt. Während des Vorgangs erfolgte eine Über-

wachung der Stromstärke, der Spannung und der Durchfluß-

menge des Schutzgases.

9

3.2 Schwingfestigkeitsversuch

Der Versuchs aufbau und die Versuchs durchführung unter-

scheiden sich praktisch nicht von dem in Abschnitt 2.1

beschriebenen. Der Versuch wird ebenfalls bei einem Grenz-

spannungsverhältnis von R=O

durchgeführt. Die Abmessungen

bereich und die Anordnung der

zeigt Bild 9.

(Zugschwellbeanspruchung)

des Modells im Reparatur-

Dehnungsmeßstreifen (DMS)

Durch die Reparaturmaßnahme in Form

schweißung sind zwei neue potentielle

standen, während die Kehlnaht zwischen

dem Hydrophonhalter entlastet wurde.

einer Flicken-

Anrißstellen ent-

der Dopplung und

Die ermüdungskritischen Stellen sind nun zum einen die

durch das Heraustrennen des defekten Teils entstandenen

Brennschnittkanten in der 900 und 2700 position und zum

anderen in der 00 und 1800 position die quer zur Kraft-

richtung verlaufende Kehlnaht zwischen dem Flicken und

der Platte. Auf Grund der geringen Rauhigkeit der Brenn-

schnittkante ist an dem untersuchten Modell die quer-

verlaufende Kehlnaht als die kritischere Kerbe anzusehen.

Der gemessene Verlauf der Hauptspannung auf der Platten-

oberseite 30 mm vor der Dopplung ist in Bild 10

qualitativ über den Umfang aufgetragen.

Auf eine ausführliche wiedergabe der gemessenen

Spannungen wird verzichtet, da im Anschluß an die

Experimente keine Übereinstimmung mit einer FE-Rechnung

zu erreichen war. Ursache hierfür war die starke Vor-

verformung des Modells durch Schweißverzug. Da sie nach

Versuchs ende nicht mehr aufgemessen werden konnte, wurde

für Dehnungs- und Vorverformungsmessungen ein weiteres

Modell im verkleinerten Maßstab gefertigt, über das in

10

Abschnitt 3.3 berichtet wird.

Die Last für den schwingfestigkeitsversuch wurde nach den

Dehnungssignalen der Meßstellen 79 und 89 (Bild 9) einge-

stellt. Der Abstand dieser DMS zur Einbrandkerbe der

Kehlnaht betrug 2.5 mm und die Meßgitterlänge 3.0 mm, wie

sie von Haibach /22/ vorgeschlagen werden.

Paetzold untersucht in /9/ Dopplungsenden und findet auf

diese Weise Dehnungen von 1500 ~m/m bei einer Anriß-

lastspielzahl von ca. 100 000 Lastwechseln.

Für den vorliegenden Versuch wurde in Anlehnung an diese

Untersuchung eine Doppelamplitude von 133 N/mm2 im unge-

störten Querschnitt gewählt, so daß zu Versuchsbeginn der

Meßstreifen DMS 79 eine Dehnung von 1259 ~m/m anzeigte,

und DMS 89 eine Dehnung von 1654 ~m/m. Durch die

Exzentrizität der Flickenschweißung überwiegt in diesem

Bereich der Biegeanteil.

Der mit den Meßstreifen 69, 79 und 89 gemessene Dehnungs-

verlauf im Anrißbereich ist in Bild 11 über der Lebens-

dauer aufgetragen. Der schnelle Dehnungsabfall zu Beginn

läßt auf einen frühzeitigen Rißbeginn schließen. Zum

Versuchsende hin wird hier praktisch keine Dehnung mehr

gemessen. Dies ist ein Zeichen dafür, daß der Flicken

dann nicht mehr mitträgt.

Mit Hilfe des Farbeindringverfahrens konnte ein erster

Riß nach 25 000 Lastwechseln in der Einbrandkerbe

zwischen Kehlnaht und Platte in der 0° position fest-

gestellt werden. Der Rißfortschritt ist in Bild 12 ge-

zeigt.

Nach einer zunächst hohen Anfangsrißgeschwindigkeit wur-

den die Risse nach ca. 60 000 Lastwechseln merklich lang-

11

samer und kamen zum Versuchs ende hin zum Teil ganz zum

Stehen.

Ab 75 000 Lastwechseln begannen die Risse von der Ein-

brandkerbe der Kehlnaht in das Grundmaterial abzuzweigen.

Diese Risse verlaufen in etwa senkrecht zur Kraftrichtung

(Bild 14). Die Abzweigungen erfolgten nicht von der Riß-

spitze aus, sondern lagen ca. 40 mm zurück.

Nach 95 000 Lastwechseln schlug der Riß auf der einen

Modellseite (180°) zur Plattenunterseite durch, auf der

anderen (0°) nach 106 650 Lastwechseln. Auf der Unter-

seite verläuft der Riß zunächst ähnlich wie auf der

Oberseite und nach ca. 25° terassenförmig in Kraft-

richtung und senkrecht dazu (siehe Bild 14 ).

Die auf der Plattenunterseite

keit ist erheblich größer als

eine fast konstante Rißtiefe

läßt.

beobachtete Rißgeschwindig-

auf der Oberseite, was auf

über die Rißlänge schließen

Der Versuch wurde beendet, nachdem bei einer

zahl von 110 000 ein Riß um eine vorgegebene

40 mm von der Einbrandkerbe aus in die Platte

Lastspiel-

Länge von

gewandert

war.

Eine nähere Untersuchung der Anrißstellen

Abschluß des Versuches zeigte, daß die Anrisse

zur Plattenoberfläche in der Wärmeeinflußzone

nach dem

senkrecht

entstanden.

Dies ist vor allem deshalb bemerkenswert, weil der Naht-

querschnitt an diesen Stellen teilweise innere Fehler

aufwies.

Im Anschluß an den Versuch wurden an den Rißausgangs-

stellen Härtmessungen durchgeführt. Der Mittelwert der

Messungen lag mit 432 HV1 deutlich über dem von ÖI- und

Klassifikationsgesellschaften für Offshore-Konstruktionen

12

zugelassenem Wert /23/.

3.3 Versuchsmodell für Dehnungsmessungen

Um den Einfluß der Vorverformung auf die Spannungs-

verteilung im Modell zu ermitteln, wurden Vergleichs-

messungen an einem weiteren Modell durchgeführt. Das

Modell wurde in trockener Atmosphäre gefertigt. Die

statische Belastung erfolgte im Horizontal-Resonanzpulser

des IfS.

Festlegung der Modellabmessungen

Gegenüber dem unter Wasser geschweißten Dopplungsmodell

wurden die Abmessungen im Bereich der Dopplung in etwa im

Maßstab 1: 2 verkleinert (Bild 15). Gleiches gilt für

die Plattenstärken. Auf den stutzen in der Dopplung wurde

verzichtet.

Auch wenn der Resonanzpulser auf Grund der schmalen Spann-

backen (110 mm) grundsätzlich besser zur Untersuchung

stabförmiger Proben als flächenhafter Bauteile geeignet

ist, kann durch eine ausreichend groß gewählte Modellänge

im Kontrollquerschnitt (Bild 15) ein in etwa konstanter

Spannungsverlauf erzielt werden. Zur Überprüfung der

spannungsverteilung wurde als Rechenmodell zunächst ein

Viertelmodell mit zwei Symmetrielinien erstellt. Die

Berechnungen wurden wie auch alle folgenden FE-

Berechnungen mit dem Finite-Element-Programm ADINA und

den zugehörigen Pre- und Postprozessoren ADINA-IN und

ADINA-PLOT /19/ durchgeführt. Als Elementtyp wurden

Scheibenelemente (2-D Solid) mit 9 Knoten gewählt. Die

Netzeinteilung und die Randbedingungen zeigt Bild 16

13

Für ein Modell, das über den Kontrollquerschnitt hinaus

um 500 mm verlängert ist, zeigt Bild 17 die Haupt-

spannungsverteilung. Die störung durch die geringe Kraft-

einleitungsbreite ist im Kontrollquerschnitt abgeklungen.

Dies geht auch aus einer anderen Darstellungsweise in

Bild 18 hervor. Hier sind die Bereiche schraffiert, in

denen die Spannung um weniger als 5 % von der Nenn-

spannung nach oben oder unten abweicht. Die gewählten

Modellabmessungen sind also ausreichend. Ergänzend ist

hier auch die Verformung dargestellt.

Vorverformung

Die durch Schweißverzug entstandene Vorverformung des

Dopplungsmodells wurde mit einer mechanischen Meßuhr

entlang beider Mittellinien und am Rand aufgemessen

(Bild 19) und später auf das Rechenmodell übertragen. Der

Maximalwert der Vorverformung entspricht in etwa der

halben Plattenstärke. Der Verlauf ist fast symmetrisch,

so daß für die Berechnung ein Viertelmodell ausreicht.

Zum Aufbringen der Vorverformung auf das Rechenmodell

wurden die z-Koordinaten in der generierten Eingabedatei

mit Hilfe eines kleinen Programms entsprechend der Kurve

in Bild 19 korrigiert.

Finite-Element-Netz

Das für die Spannungsberechnung

unterscheidet sich nur geringfügig

für die Variantenrechnung, so daß

auf den Abschnitt 4 und die Bilder

werden kann.

erstellte Rechenmodell

von dem Ausgangsmodell

für eine Erläuterung

23 bis 29 verwiesen

14

Veraleich von Rechnung und Messung

Der für das Versuchsmodell

entlang der Symmetrielinien

den Meßwerten wiedergegeben.

spannung von a = 133 N/mm2 im

berechnete Spannungsverlauf

ist in Bild 20 zusammen mit

sie gelten für eine Nenn-

ungestörten Querschnitt.

Eine Übereinstimmung mit den gemessenen Werten konnte

erst duch das Aufbringen der Vorverformung auf das Rechen-

modell erreicht werden.

Die Biegespannung vor der Oopplung wird durch die Vorver-

formung wesentlich erhöht, dagegen wird die seitliche

Brennschnittkante deutlich entlastet.

3.4 Bewertung der Flickenschweißung nach OIN 15018

Eine Bewertung der schwingfestigkeit der Flicken-

schweißung ergibt nach OIN 15018 /1/ folgende Einstufung:

Für die im Versuch bei einem Rechteckspannungskollektiv

(S3) erreichte Lebensdauer von 110 000 Lastspielen (N1)

liegt die Beanspruchungsgruppe B4 vor.

Im Kerbfall K4 ist für diese Beanspruchungsgruppe eine

spannungsamplitude aA = 54 N/mm2 bei einem Grenzspannungs-verhältnis R = -1 zulässig. Umgerechnet auf ein Grenz-

spannungsverhältnis von R = 0 und unter Berücksichtigung

der in der OIN 15018 enthaltenen Sicherheit von 4/3

ergeben sich zulässige Oberspannungen von

15

aO,90% 54 5/3 4/3 N/mm2

120 N/mm2

aO,10% = 120 1.5 N/mm2

= 180 N/mm2

für 90 % und 10 % Überlebenswahrscheinlichkeit.

Der Versuchswert liegt mit

dicht an der 90 % Überlebenswahrscheinlichkeitslinie des

Kerbfalls K4. Die Reparaturnaht kann demnach dem Kerbfall

K4 zugeordnet werden.

Versuche mit einseitig auf durchgehende Grundplatten auf-

geschweißte Dopplungen /9/ führten zu einer Einstufung in

die Kerbfälle K2 - K3. In den Vorschriften /1/ ist diese

Verbindungsform je nach Nahtausführung und Prüfung den

Kerbfällen K2 bis K4 zugeordnet.

3.5 Lineare Schadensakkumulationsrechnung

Mit einer linearen Schadensakkumulationsrechnung nach

Palgrem-Miner /24/ soll eine ertragbare Lebensdauer der

Flickenschweißung unter Betriebsbeanspruchung abgeschätzt

werden.

Für die Durchführung wird der Versuchswert aus dem Ein-

stufenversuch mit einer Spannungsamplitude von

a = 67 N/ mm2A

16

Für das Kollektiv erfolgt entsprechend Bild 21 eine

Auf teilung in 8 Stufen a . mit zugehörigen Lastspiel-alzahlen NBi für jeden Schritt i /25/.

und der Lastspielzahl

NV = 110 000

als ein Punkt der Wöhlerlinie betrachtet. Als Neigung

wird

k = 3.75

angenommen, wie es für Schweißverbindungen üblich ist

/14/. Ein Einfluß des Grenzspannungsverhältnisses wird

hierbei nicht angenommen.

Das Lastkollektiv für die Betriebsbeanspruchung ist gerad-

linig mit einer maximalen spannungsamplitude von

137 N/mm2 bei 5 x 107 Lastwechseln für eine Betriebszeit

von 10 Jahren /7/.

Die im Einstufenversuch ertragbare Lastspielzahl NEViergibt sich für Spannungen im Zeitfestigkeitsbereich zu

(a ./67)-3.75 . 110 000al

Die relative Schädigung auf jeder Stufe ist

Für die kennzeichnende Lastspielzahl

6N = 2 . 10A

(Abknick punkt im Wöhlerdiagramm Bild 21) ergibt sich eine

17

spannungsamplitude

. aA

(2 . 106/110 000)-1/3.75 . 67 N/mm2

31 N/mm2

Entsprechend der Palgrem-Miner Rechnung werden nur

Spannungs zyklen oberhalb aDa als schädigend angesehen,

d.h. es wird von einer ausgeprägten Dauerfestigkeit aus-

gegangen, wie es Kurve a im Wöhlerliniendiagramm

(Bild 21) verdeutlicht. In diesem Fall bedeutet es, daß

die 8. Stufe des Lastkollektivs mit

a = 17 N/mm2a8

keinen Beitrag zur Schädigung liefert. Über alle anderen

Stufen summiert sich die Schädigung zu

auf. Die zu erwartende Lebensdauer der Flickenschweißung

unter Betriebsbelastung ist der Quotient aus Kollektiv-

umfang und Schädigung S und demnach

50 . 106/1.87 = 26.7 . 106 Lastwechsel (5.4 Jahre).

Die in Bild 21 tabellarisch durchgeführte Schadens-

rechnung zeigt in eindrucksvoller Weise, daß bei einem

geradlinigen Belastungskollektiv nicht die wenigen Last-

spiele mit hoher Spannung schädigen, sondern die große

Anzahl von Lastspielen mit geringem spannungsniveau.

Nach neueren untersuchungen z.B. /26,27/ und Vorschriften

/2/ wirken auch Laststufen unterhalb aDa schädigend, auch

18

wenn es hierfür auf Grund von langen Versuchszeiten wenig

Versuchsergebnisse gibt.

Eine konservative Abschätzung der Lebensdauer kann mit

der elementaren Miner-Regel erfolgen, bei der die zeit-

festigkeitsgerade geradlinig verlängert wird (Kurve c in

Bild 21).

Dies führt zur Lastspielzahl der 8. Stufe

(17/31)-3.75 . 2 . 106

= 19.03 . 106 Lastwechsel

und zur Schädigung

2.54

Die Gesamtschadenssumme erhöht sich damit auf

S = 1.87 + 2.54 = 4.41

und führt zu einer Verringerung der Lebensdauer auf

611.3 . 10 Lastwechsel (2.3 Jahre).

Die beiden abgeschätzten Lebensdauern von 2.3 und 5.4

Jahren stellen sicherlich Extremwerte dar.

19

Eine realistischere Berücksichtigung von Belastungszyklen

unterhalb aDa kann durch eine fiktive Fortsetzung der

Zeitfestigkeitsgeraden mit in etwa halbierter Neigung

erfolgen. Haibach schlägt hierfür in /28/ für eine

modifizierte Miner-Regel

k' = 2k - 1

vor (Kurve b im Wöhlerliniendiagramm Bild 21).

Damit ergeben sich

NEV8 = (17/31)-(2ok-l) 0 2 0 106

= 99.30 0 106 Lastwechsel

und

= 0.49

und

S = 1.87 + 0.49 = 2.36 .

Die Lebensdauer wird somit auf

621.2 0 10 Lastwechsel (4.3 Jahre)

abgeschätzt.

Die zuletzt durchgeführte Abschätzung entspricht in etwa

dem Eurocode Nr.3 /2/. Die Neigung der Zeitfestigkeits-

geraden beträgt dort 3 (statt 3.75) und der Abknick-

punkt NA liegt bei 5 0 106 (statt 2 0 106). Die Neigung

20

der fiktiven Fortsetzung berechnet sich ebenfalls aus

k' = 2k - 1 = 5 Die Wöhlerkurve erhält bei 108 Last-

wechseln einen zweiten Abknickpunkt und verläuft ab hier

horizontal (cut-off limit).

Es darf nicht unerwähnt bleiben, daß Lebensdauern aus

einer linearen Schadensakkumulationsrechnung erheblich von

Bauteillebensdauern abweichen können /29/. Deshalb ist bei

der Auslegung von Bauwerken mit Hilfe einer Schadens-

akkumulationsrechnung eine Schadenssumme weit unter S = 1

anzustreben. Für Gastanker beträgt sie z.B. nur S = 0.5

/30/.

4 Parameteruntersuchungen an der Flickenform

In diesem Abschnitt soll auf rechnerischem Wege der

Einfluß verschiedener Gestaltänderungen auf die Spannungs-

verteilung untersucht werden.

Kritische Bereiche mit hohen Spannungsniveaus sind wie

bereits erwähnt zum einen die Dopplungsenden, dort wo die

Schweißnaht senkrecht zur Kraftrichtung verläuft, und zum

anderen die durch das Heraustrennen des defekten Teils

entstandenen Brennschnittkanten im seitlichen Bereich.

Für die Parameterstudie wurde von dem speziellen Fall der

Dopplung mit integriertem Stutzen abgewichen.

Die Dopplung wurde als ebene Platte modelliert.

Ferner sind die Modellränder so weit von der

entfernt gelegen, daß eine Geometrieänderung der

oder des Ausschnitts den Spannungsverlauf an den

rändern nicht beeinflußt.

Dopplung

Dopplung

Modell-

21

4.1 Parameter

Ausgehend von der Version 1 (Bild 22) wurden folgende

Größen variiert:

- Dopplungsdicke (Version 2 und 3)

Dopplungsdicke unter Berücksichtigung der Änderung des

Abstandes der neutralen Fasern von Dopplung und Grund-

platte (Version 4 bis 10)

- Kehlnahtdicke (Version 11 und 12)

Dopplungsblech in der Mitte abgesenkt (Version 13 und 14)

Überlappungslänge von Dopplung und Grundplatte

(Version 15 und 16)

Ausschnitt und Dopplung als Ellipse in Kraftrichtung

(version 17 bis 20)

Ausschnitt und Dopplung als Ellipse quer zur Kraftrichtung

(Version 21 bis 24)

Ausschnitt als Ellipse in Kraftrichtung und Dopplung

als Ellipse quer zur Kraftrichtung (Version 25 bis 28)

Die untersuchten Varianten und ihre Abmessungen sind in

den Tabellen 1 und 2 aufgeführt.

22

4.2 Rechenmodell

Die Abmessungen des Ausgangsrechenmodells zeigt Bild 22 .

Unter Ausnutzung der doppelten Symmetrie ist die Nach-

bildung eines Viertelmodells ausreichend.

Das Finite-Element-Netz zeigen die Bilder 23 und 24.

Verwendet wurden 9 Knoten-Plattenelemente (Shell Elements),

die bis auf den Verdrehfreiheitsgrad um die Platten-

normale alle Freiheitsgrade besitzen. Zur Dopplungsmitte

hin wurde auf 4-Knoten-Elemente übergegangen. Platte

und Dopplung wurden im Abstand ihrer neutralen Fasern

angeordnet. Die Schweißnaht wurde ebenfalls mit Platten-

elementen nachgebildet, die unter 45 Grad angeordnet

wurden.

Um eine Klaffung zwischen Grundplatte und Dopplung zu

ermöglichen, eine Durchdringung aber zu verhindern, wurden

zwischen Platte und Dopplung Stäbe (Gap-Truss-Elements)

angeordnet, die Druck-, aber keine Zugkräfte übertragen

können. Ihr elastisches Werkstoffverhalten mit ver-

schwindendem E-Modul im zugbereich verdeutlicht Bild 25 .

Als Belastung wird am rechten Modellrand an einern Knoten

eine Kraft Fx aufgebracht. Die verschiebungen u der

Knoten an diesem Rand sind gekoppelt, so daß sich eine

parallele Verschiebung der Krafteinleitung ergibt

(Bild 22). Gegenüber der Vorgabe einer konstanten

verschiebung des rechten Randes hat diese Vorgehensweise

den Vorteil, daß für geänderte Dopplungsgeometrien und

damit verbundene Änderung der Modellsteifigkeit stets die

gleiche Nennspannung auf das Rechenmodell aufgebracht

wird.

Als Nennspannung wurde 133 Njmm2 gewählt. Der Absolutwert

der Spannung ist jedoch unerheblich, da hier ein Relativ-

vergleich durchgeführt wird.

Der Krafteinleitungsrand ist drehbar gelagert.

23

Die im folgenden angegebene Rechenzeit für das Rechen-

modell liegt auf Grund des verwendeten nichtlinearen Werk-

stoffgesetzes für die Gap-Stäbe relativ hoch:

Anzahl der Freiheitsgrade:

Bandbreite (optimiert)

Speicherbedarf

Rechenzeit

Rechner

3922

561

15810 kByte

11 CPU-Minuten

VAX 6310

4.3 Ergebnisse

Für die Grundversion sind die Ergebnisse in den

Bildern 26 bis 29 dargestellt. Der Bereich zwischen

Dopplung und Platte, in dem die Gap-Stäbe Druck über-

tragen ist klein und in Bild 26 gekennzeichnet. Eine für

die Ausgangsversion durchgeführte Vergleichsrechnung ohne

Verwendung von Gap-Stäben hat auch gezeigt, daß ihre

wirkung gering ist. Bild 27 und 28 zeigen die Haupt-

spannungen auf Plattenoberseite und -unterseite. Die

beiden kritischen Bereiche sind mit A und B markiert.

Der Spannungsverlauf entlang der Modellränder ist in

Bild 29 für die Ausgangsversion dargestellt. Er ist für

alle untersuchten Versionen ähnlich, die Spannungsspitzen

fallen jedoch unterschiedlich aus.

Die Biegespannungen am seitlichen Modellrand deuten auf

einen Randeinfluß hin. Er ist jedoch gering, wie eine

Vergleichsrechnung mit einem in der Breite verdoppelten

Rechenmodell bei sonst gleichen Abmessungen zeigte. Die

Abweichungen der Ergebnisse in den Bereichen A und B

lagen unter 5%.

24

Für die Bewertung aller Modellvarianten sind die

Quotienten aus Maximalspannung und Nennspannung

(Formzahlen aK) in Tabelle 3 und in den Bildern 30 bis

36 wiedergegeben. Alle Formzahlen beziehen sich auf den

Bruttoquerschnitt. Sie basieren also auf der Nennspannung

im ungestörten Bereich.

Die durchgeführten FE-Berechnungen führten zu Formzahlen

ak, die im Bereich A zwischen 0.2 und 1.77 liegen und für

den Bereich B zwischen 1,89 und 4.54. Für Bereich A

stellt 0.2 jedoch einen Grenzwert dar.

Die durchgeführten Veränderungen der Modellgeometrie

liefern folgende Ergebnisse:

Die Dopplungsdicke tD beeinflußt die

praktisch nur im Bereich B (Bild 30).

spannungsspitze

Die Untersuchung über einen größeren

Dopplungsdicke zu Grundplattendicke tD/tG

sichtigung des sich ändernden Abstands

Fasern e zeigt (Bild 31).

Das Diagramm stimmt im rechten Bereich

überein. Links laufen die Kurven gegen

Bereich von

unter Berück-

der neutralen

mit Bild 30

den Grenzwert

einer Platte mit Loch ohne Dopplung (tD = 0). Im Bereich

A fallen die Spannungen stark ab. Am seitlichen Lochrand

ergibt sich eine Formzahl aK, die knapp über 3, dem

Grenzwert für eine unendlich ausgedehnte Scheibe mit Loch

liegt.

Im folgenden wird der mit Hilfe der Finite-Element-Methode

bestimmte Spannungskonzentrationsfaktor Werten aus der

Literatur gegenübergestellt.

25

FE aK 3.04

Peterson /31/ aK 3.13

Engineering Science Data Unit /32/ aK 3.15

Radaj /33/ aK = 3.22

Die Dicke ader schräggestellten Plattenelemente, mit

denen die Kehlnaht zwischen der Grundplatte und der

Dopplung idealisiert ist, beeinflußt das Ergebnis im

gewählten Bereich a/tG = 0.8 .. 1.2 kaum (Bild 32) .

Die Unterschiede in den Kerbfaktoren sind als gering

anzusehen. Radaj stellt in /34/ für ausgewählte Kerb-

formen von verschiedenen Autoren bestimmte Kerbfaktoren

gegenüber, die weitaus größere Abweichungen aufweisen.

Die Grenzbetrachtung zeigt, daß die Verwendung von

Dopplungen zum Abdecken von Ausschnitten nur dort sinn-

voll ist, wo die Dopplung Dichtigkeitsaufgaben zu

erfüllen hat.

Durch das Absenken der Dopplung im Inneren des Aus-

schnitts wird die Spannungskonzentration seitlich an der

Brennschnittkante deutlich reduziert. Ein Absenken um den

Abstand der neutralen Fasern e senkt die Formzahl von

ak = 2.9Dopplung

praktisch

auf ak = 2.2 (Bild 33). Die Spannung vor derin Bereich A wird durch diese Maßnahme jedoch

nicht verändert.

Eine Vergrößerung der Überlappungslänge von Dopplung und

Grundplatte führt in beiden Bereichen A und B zu kaum

merklichen Spannungsabnahmen (Bild 34). Für diese

Varianten wurde der Dopplungsdurchmesser verändert und

der Ausschnittsdurchmesser konstant gehalten.

26

Elliptisch ausgeführte Dopplungen und Ausschnitte lassen

für den Bereich B einen großen Einfluß auf die Spannungs-

spitze vermuten /31/.

wird der Ausschnitt als Ellipse in Kraftrichtung aus-

gebrannt und mit einem ebenfalls in Kraftrichtung

elliptischen Flicken abgedeckt, so kann die Brennschnitt-

kante im seitlichen Bereich B gegenüber der kreisrunden

Form deutlich entschärft werden. Ein Seitenverhältnis der

Ellipsen von etwa 2 reduziert den Erhöhungsfaktor gegen-

über der kreisrunden Variante von ca. 3 auf 2. Ähnliche

Werte sind auch für elliptische Ausschnitte ohne Dopplung

zu erzielen /32/. Für den Bereich A vor der Dopplung

ergibt sich eine entgegengesetzte Tendenz Werden sowohl

der Ausschnitt als auch die Dopplung als quer zur Kraft-

richtung ausgerichtete Ellipsen ausgeführt, so steigt die

Formzahl für den Bereich B stark an. Für den Bereich A

hat sie dagegen eine leicht fallende Tendenz. Dieser Fall

ist in Bild 35 mit einem gegenüber den anderen Diagrammen

geänderten Maßstab dargestellt.

Gegenüber den bisher überprüften Varianten können die

Formzahlen durch elliptische Dopplungs- und Ausschnitts-

formen besonders stark beeinflußt werden. Sie sind

deshalb hierfür zusätzlich in Bild 36 in Biege- und

Normalspannungsanteil aufgeteilt. Vor der Dopplung ist

der Biegespannungsanteil praktisch konstant, so daß die

Oberflächenspannung äquidistant zur Normalspannung ver-

läuft. Für den seitlichen Bereich ergibt sich ähnliches.

Der Biegeanteil ist hier jedoch betragsmäßig kleiner und

erreicht erst bei quer angeordneten Ellipsen das Niveau

des Bereichs A. Die Formzahlen werden also fast nur durch

eine Verlagerung der Normalspannungen beeinflußt.

27

Der Verlauf der Formzahlen für einen elliptischen

einen elliptischen

Wie aus Bild 35 zu

kritischen Bereichen A

Ausschnitt

Flicken quer

vermuten ist,

in Kraftrichtung und

dazu zeigt Bild 37.

führt dies in beiden

und B zu günstigeren Verhältnissen, wenn auch im Bereich

A nur geringfügig.

Die durchgeführte Parameterstudie zeigt, daß durch

konstruktive Maßnahmen der Bereich der seitlichen Brenn-

schnittkante deutlich entschärft werden kann. Der Bereich

vor der Dopplung kann

verbessert werden. Eine

günstige Nahtform wird

untersucht.

dagegen

mögliche

deshalb

bestenfalls

Verbesserung

im nächsten

geringfügig

durch eine

Abschnitt

5 Einfluß der Nahtform auf die Lebensdauer

Neben der Gestaltung des Flickens und des Ausschnitts hat

auch die Form der Schweißnaht einen Einfluß auf die

Lebensdauer

Nahtformen

Nr. 1 mit

entspricht

(Bezeichnung

wurde das

der Konstruktion. Die hierzu untersuchten

zeigt Bild 38. Die stark überwölbte Kehlnaht

einer Schenkel länge von 12 mm und a' = 12 mm

in etwa der Nahtform des Versuchsmodells

a' nach DlN 8563 /12/). Hiervon

a'-Maß der Kehlnaht in 4 Schritten

ausgehend

bis auf

a' = 5.0 mm reduziert. Die Schenkellänge wurde konstantgehalten, so daß mit fallendem a'-Maß auch der Naht-

anstiegswinkel sinkt. Der Nahtanstiegswinkel e und a'

sind fast proportional und entsprechen in etwa der

Gleichung

e = 12.8 . a' - 64 .

Die Nahtform Nr. 4 ist vergleichbar mit der in der Bundes-

bahn-Vorschrift /11/ für Dopplungsenden geforderten

28

Dreieckskehlnaht, die ein Seitenverhältnis von 2:1 auf-

weisen soll.

Die rechnerische Abschätzung der Lebensdauern der Naht-

formen erfolgt nach einem von Radaj /35,36/ vorge-

schlagenen Verfahren.

5.1 Lebensdauerabschätzung nach Radaj

Als ein Maß für die schwingfestigkeit bei 2 Millionen

Lastwechseln wird die Spannung am Rißausgangspunkt

gewertet. Hierzu wird das Verhältnis der maximalen

Spannung in der Kerbe aKmax zur Nennspannung anenn als

Spannungskonzentrationsfaktor kt definiert:

aKmax

anenn

Dabei wird ein fiktiver Kerbradius von 1 mm angenommen

(Bild 38). Nach einem Ansatz von Neuber /37/ soll die

Mikrostützwirkung durch diese fiktive Ausrundung der

Kerbe erfaßt werden. Der für diese ausgerundete Kerbe

bestimmte Spannungskonzentrationsfaktor Kt ist dann eineAbschätzung für den Abminderungsfaktor der schwingfestig-

keit Kf. Der Reziprokwert von Kf gibt das Verhältnis der

Schwingfestigkeit der Schweißverbindung aW zur Schwing-

festigkeit des Grundwerkstoffs aB an.

1

=

29

Für die Schwingfestigkeit des Grundwerkstoffs wird

gewählt, unabhängig von der Streckgrenze des Materials.

Zugrundegelegt wird dabei ein Grenzspannungsverhältnis

R = 0 (Zugschwellbeanspruchung). Für 2 Millionen Last-

wechsel ergibt sich so eine spannungsamplitude von

1 270

a =Da,R=O

5.2 Boundary Element Modell

Für die Berechnung des Spannungskonzentrationsfaktors

wird ein 2-dimensionales Rechenmodell (Bild 39)

erstellt. Grundplatte und Dopplung sind jeweils etwa um

die 2.5-fache Blechstärke in Kraftrichtung mit-

idealisiert. So kann ein Einfluß der Naht auf die

Spannungsverteilung an den Modellenden

werden.

ausgeschlossen

Auf eine Nachbildung der Grundplatte

bereich kann verzichtet werden, da sie

dimensionalen Rechenmodell spannungsfrei

Die Schnittlasten am rechten Modellrand

im Überlappungs-

bei diesem 2-

bleibt.

sind der Finite

Element Berechnung entnommen.

Durch die Verwendung eines 2-dimensionalen Rechenmodells

wird die Realität nicht exakt nachgebildet. Ein Relativ-

vergleich unterschiedlicher Nahtformen kann damit jedoch

durchgeführt werden. Die Berechnung des Spannungs-

konzentrationsfaktors Kf wird mit dem Boundary Element

Program BETSY /38,39/ durchgeführt. Das an der

Technischen Universität München entwickelte Programm

30

wurde 1986 am IfS implementiert und bereits in /40/ zur

Lebensdauerabschätzung nach der beschriebenen Methode

angewendet. Es lieferte eine überwiegend konservative

Abschätzung der Lebensdauer. Einen Überblick über weitere

Anwendungen gibt /41/.

Im Gegensatz zu Finiten Elementen wird bei der

von Körpern mit Boundary Elementen (BE) nur

fläche beschrieben.

Bei ebenen Problemen reduziert sich die Dateneingabe auf

die Beschreibung des Randes. Die Eingabe ist damit

also gegenüber FE-Berechnungen erheblich reduziert.

Ergebnisse werden nur auf der beschriebenen Kontur (2D)

bzw. Oberfläche (3D) angegeben. Für die detailierte Nach-

bildung der Nahtgeometrie eignet sich die BE-Methode

besonders gut. Die Elementeinteilung eines der

BE-Modelle zeigt Bild 40. Die Kontur ist durch Geraden

und Kreisbögen nachgebildet. Der Nachteil einer voll-

besetzten Steifigkeitsmatrix bei der Verwendung von

Boundary Elementen ist hier durch die Unterteilung der

Struktur in drei Unterbereiche begrenzt. Die Anzahl der

Freiheitsgrade wird zwar durch die Elemente entlang der

Schnittlinien vergrößert, man erzielt aber dadurch eine

gewisse Bandstruktur der Steifigkeitsmatrix. Außerdem er-

hält man zusätzliche Ergebnisse an diesen Schnittlinien.

Berechnung

die Ober-

Die Netzparameter sind folgende:

Anzahl der Elemente

Anzahl der Freiheitsgrade

Speicherbedarf

Rechenzeit

Rechner

410

780

1150 kByte

5 CPU-Minuten

VAX 6310

31

5.3 Ergebnisse

BE-Berechnungen liefern als Ergebnisse Normalspannungen,

Schubspannungen und Verformungen. Die Normalspannungen

sind unterteilt in Spannungen senkrecht zum Rand und

Spannungen entlang der Kontur (Tangentialspannungen). Für

die Darstellung der Ergebnisse wurde ein Plotprogramm

entwickelt, das die Verformungen wie üblich darstellt und

Spannungen stets senkrecht zur Kontur aufträgt

(Zugspannungen nach innen). Als Beispiel sind die

Ergebnisse für das 2. Modell mit a' = 10.25 mm in den

Bildern 41, 42 und 43 qualitativ dargestellt.

Schubspannungen sind klein und deshalb nicht aufgeführt.

Bild 42 zeigt am rechten Modellrand die aus der FE-

Berechnung übernommene überlagerte Biege- und

Normalspannung als Belastung. An der Einspannung am

linken Rand stellt sich ebenfalls ein über die

Plattendicke linearer Spannungsverlauf ein.

Schnitten ist deutlich zu erkennen,

An den beiden

daß eine

Spannungsumlagerung zu einem nichtlinearen Verlauf führt.

Der Verlauf der Tangentialspannungen (Bild 43) ist auf

der Oberseite der Grundplatte über einen weiten Bereich

konstant und steigt kurz vor der Kehlnaht an. Der

maximale Wert wird in dem 1 mm übergangsradius erreicht.

Die übrige Nahtoberfläche ist gering belastet. Erst der

obere Übergangsradius zeigt wieder eine deutliche

spannungsspitze. Sie liegt jedoch im Druckbereich und ist

damit unkritisch.

Zum Vergleich aller Nahtformen zeigt Bild 44 den

Tangentialspannungsverlauf über der abgewickelten Kontur

im Bereich der unteren Kerbe. Die Kurven reichen von der

Mitte der Naht (im Bild links) bis ca. 4 mm vor die Naht

(rechts). Das Bild zeigt, daß der maximale Spannungswert

mit fallendem a'-Maß- bzw. Nahtanstiegswinkel von dem

1 mm Ersatzradius zur Naht hin wandert.

In der folgenden Tabelle sind alle mit der BE-Methode

32

Rechenmodelle mit

1 mm Übergansradius

a a Kfmax

mm N/mm2

5.00 277 1.42

6.75 446 2.29

8.50 514 2.64

10.25 524 2.69

12.00 522 2.68

a 195 N/mm2nenn

a amax

mm N/mm2

5.00 277

8.50 559

12.00 600

bestimmten Maximalwerte der Spannungen und Abminderungs-

faktoren der Schwingfestigkeiten Kf angegeben. Ergänzend

ist noch für zwei Nahtformen der spannungskonzentrations-

faktor Kt mit Rechenmodellen ohne 1 mm Übergangsradius

bestimmt worden. Für die Nahtform 5 mit a' = 5.0 mm ist

die Unterscheidung zwischen Kt und Kf nicht sinnvoll, da

die Naht tangential in das Grundblech einläuft.

Rechenmodelle ohne

1 mm Übergangsradius

1.42

2.87

3.08

Bezugsspannung für die Konzentrationsfaktoren ist die auf

der Plattenoberseite eingeleitete Spannung von 195 N/mm2.

Bild 45 zeigt die spannungskonzentrationsfaktoren

graphisch. Man erkennt, daß Kf für Hohlkehlnähte sehr

stark vom a-Maß bzw. Nahtanstiegswinkel abhängt. Über-

wölbte Kehlnähte führen erwartungsgemäß zu größeren

Abminderungsfaktoren der Schwingfestigkeit als Hohlkehl-

nähte. Sie besitzen jedoch nach der hier angewendeten

Methode die gleiche Schwingfestigkeit wie eine Dreiecks-

kehlnaht. Der mit dem Modell 1 (a' = 12 mm) bestimmte

33

N 2 106, ( / )-3.75= aO aO= 2 106. (133/68.7)-3.75

N = 168 000 Lastwechsel.

spannungskonzentrationsfaktor

kann als obere Grenze für die untersuchte verbindungs form

angesehen werden.

In Bezug auf die Schweißnaht des Versuchsmodells haben

die durchgeführten Berechnungen gezeigt, daß eine

erhebliche Änderung der Nahtform erforderlich ist, um

eine verbesserte Schwingfestigkeit zu erzielen.

Berücksichtigt man, daß das Rechenmodell ein Ausschnitt

des Gesamtmodells darstellt, und daß die am rechten

Modellrand aufgebrachte Spannung gegenüber der Nenn-

spannung im Gesamtmodell (133 N/mm2) bereits erhöht

ist, dann ist der Abminderungsfaktor der sChwing-

festigkeit im Verhältnis der Nennspannungen aus Detail-

modell und Gesamtmodell zu korrigieren.

Kf' 2.68. 195/133

Die Schwellfestigkeit nach Radaj beträgt dann

aO = 270/3.93 = 68.7 N/mm2.

Eine Transformation dieses Wertes auf den

Versuchslasthorizont ao = 133 N/mm2 liefert bei einerangenommenen steigung der Zeitfestigkeitsgeraden von 3.75

/14/ eine Lebensdauer von

34

Die im Versuch erreichte Lastspielzahl bis zum erkenn-

baren Anriß von N = 40 000 wird damit rechnerisch um etwa

400% überschätzt. Dies stellt eine für Lebensdauerabschät-

zungen übliche Abweichung dar.

Die in Bezug auf die Schwingfestigkeit gefundene Gleich-

wertigkeit der überwölbten Kehlnaht und der Dreieckskehl-

naht läßt zunächst einen widerspruch zur Auswertung

experimenteller Schwingfestigkeitsuntersuchungen an Kehl-

nähten mit unterschiedlichen Nahtflankenwinkeln von

Olivier und Seeger /42/ vermuten. Hier wird bei Kreuz-

stößen auch für Kehlnähte mit Nahtflankenwinkeln größer

als 45° ein deutlicher Abfall der schwingfestigkeit

gefunden. Zur Klärung der Frage, ob die durchgeführten

Lebensdauerabschätzungen zu nicht realistischen

Ergebnissen führen, oder ob die Abweichungen auf die

unterschiedlichen Belastungen und Verbindungsformen

zurückzuführen sind, wurden die erstellten BETSY-Rechen-

modelle dahingehend geändert, daß am rechten Rand eine

konstante Norma 1spannung aufgebracht wird und an der

Unterseite der Grundplatte Symmetriebedingungen angesetzt

werden. Es stellt damit ein Doppelmodell dar. Das

BE-Rechenmodell hierzu zeigt Bild 46 mit den gewählten

Randbedingungen und den sich einstellenden Verformungen.

Die Netzeinteilung und Abmessungen sind mit dem vorher

beschriebenen Modell identisch. Der Verlauf der

Tangentialspannungen (Bild 47) weicht deutlich von dem

vorherigen (Bild 43) ab, auch wenn die Maximalwerte in

beiden Fällen im 1 mm-Übergangsradius liegen.

Auf die Wiedergabe der Normalspannungen senkrecht zum

Rand wird hier verzichtet.

35

Die nun für die gleichen Nahtformen bestimmten Abminde-

rungsfaktoren der schwingfestigkeit Kf sind im Diagramm

(Bild 48) aufgetragen.

Man erkennt, daß sich durch die geänderte Randbedingung

und Belastung überwölbte Kehlnähte rechnerisch

schlechter verhalten als Dreieckskehlnähte. Damit ist der

scheinbare widerspruch zwischen der BE-Rechnung und den

versuchergebnissen aus /42/ aufgelöst.

Für einen direkten Vergleich sind die BE-Ergebnisse in

Bild 49 der Versuchs auswertung gegenübergestellt. Die

normierten Schwingfestigkeitswerte sind hier über dem

Nahtflankenwinkel aufgetragen. Die Neigung des Streu-

bandes beträgt k = 2.1. Auf die wiedergabe der einzelnen

Versuchswerte wurde hier verzichtet. Die BE-Kurve für das

symmetrische Doppelmodell paßt gut in das Streuband und

verläßt es nur am Rand, für den es jedoch in /42/ auch

nur wenige Versuchsergebnisse gibt. Dagegen verläuft die

Kurve für das dem Versuchsmodell nachempfundene BE-Modell

bis 45° wesentlich flacher als das Streuband und für

größere Winkel praktisch horizontal.

Eine experimentelle Absicherung des hier

Ergebnisses wäre wünschenswert.

gefundenen

36

6 Zusammenfassung und Folqerungen

Ausgehend von dem Schadensfall der Wohnplattform

"Alexander Kielland" wurden Untersuchungen des schadens-

ursächlichen Hydrophonhalters in einer Strebe in Bezug

auf eine Reparatur und ihre Schwingfestigkeit durch-

geführt. Die Reparatur erfolgte unter Wasser mit dem

"water curtain-local dry spot process".

Sie wurde in der Weise durchgeführt,

Hydrophonhalter mittels Brennschnitt

der Ausschnitt mit einem Flicken

wurde.

daß der geschädigte

herausgetrennt und

(Dopplung) abgedeckt

Als kritische Bereiche haben sich zum einen die durch das

Heraustrennen des defekten Teils entstandenen Brenn-

schnittkanten im seitlichen Bereich herausgestellt. Eine

weitere anrißkritische Stelle liegt vor der Dopplung an

der quer zur Kraftrichtung verlaufenden Kehlnaht zwischen

Dopplung und Grundplatte. Ein glatter Brennschnitt bzw.

eine gute Kehlnaht ist in diesen Bereichen besonders

wichtig. Bei der Wahl der Zündstellen sollte dies

berücksichtigt werden.

Im Schwingfestigkeitsversuch erwies sich der Brennschnitt

des Versuchsmodells auf grund der geringen Rauhigkeit als

nicht gefährdet.

Fertigungsbedingter Schweißverzug entlastet den seitlichen

Bereich und führt zu erhöhter Biegespannung vor der

Dopplung.

Nach der DIN 15018 kann die Flickenschweißung in den

Kerbfall K4 eingeordnet werden.

37

Ausgehend vom Versuchsergebnis wurde mit einer linearen

Schadensakkumulationsrechnung nach Miner eine Lebensdauer

der Flickenschweißung unter Betriebsbeanspruchung abge-

schätzt, die zwischen 2 und 5 Jahren liegt.

Dieses Ergebnis und die Auswertung nach DIN 15018 führen

auf eine Schwingfestigkeit der Reparatur, welche die

Anforderungen einer Betriebsbeanspruchung nicht erfüllen.

Hierfür ist jedoch die Konstruktion und nicht die

Qualität der Reparaturnaht verantwortlich.

Mit einer Variantenrechnung wurde nach einer günstigeren

Flicken- und Ausschnittsform als die im Experiment

getestete gesucht. Ein in Kraftrichtung elliptisch

ausgeführter Ausschnitt hat sich dabei in Bezug auf ein

geringes Spannungsniveau an der seitlichen Brennschnitt-

kante als günstig erwiesen. Dagegen wurde für den Bereich

vor der Dopplung keine nennenswerte Verbesserungs-

möglichkeit gefunden.

Um den Einfluß der Schweißnahtform an dieser stelle auf

die Schwingfestigkeit abzuschätzen wurde abschließend mit

Hilfe der Boundary-Element-Methode eine Lebensdauer-

betrachtung nach einem von Radaj vorgeschlagenen Konzept

durchgeführt. Für die im Experiment untersuchte spezielle

Verbindungsform von Dopplung und Grundplatte mit hohem

Biegeanteil hat sich gezeigt, daß überwölbte Kehlnähte

und Dreieckskehlnähte gleichwertig sind. Erst der Über-

gang zu Hohlkehlnähten führt zu einer deutlichen Ver-

besserung der Schwingfestigkeit.

Abschließend muß erwähnt werden, daß die Verwendung von

Dopplungen zum Abdecken von Löchern ungünstiger ist als

das Belassen eines elliptischen Lochs und deshalb nur

dort sinnvoll ist, wo die Dopplung Dichtigkeitsaufgaben

zu übernehmen hat.

38

Die beste Lösung aus der sicht der Betriebsfestigkeit ist

das Einsetzen eines Reparaturstücks. Vom Fertigungs-

aufwand ist der in dieser Arbeit untersuchte Flicken

jedoch günstig, da er große Toleranzen zuläßt.

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Unendlich ausgedehnte Scheibe mit stirnseitig

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Sichere und wirtschaftliche Bemessung

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