Ermüdungsgerechte Fachwerke aus Rundhohlprofilen mit ...¶ffentlichungen... · 1 84. Jahrgang...

184. JahrgangJanuar 2015, S. 38 - 51ISSN 0038-9145A 6449

Sonderdruck

Ermüdungsgerechte Fachwerke aus Rundhohlprofilen mit dickwandigen Gurten

Ulrike KuhlmannÖmer BucakIngbert MangerigBernd KranzMathias EulerMichael HubmannAndreas FischlAndreas HessJörg HerrmannRoland Zschech

Fachthemen

DOI: 10.1002/stab.201510234

2 © Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Stahlbau 84 (2015), Heft 1, S. 38-51

Der Beitrag gibt einen Überblick über die Ergebnisse des ZUTECH-Forschungsvorhabens FOSTA P815, das sich mit dem Ermüdungs-verhalten von geschweißten K- und KK-Knoten in Fachwerken aus Rundhohlprofilen mit dickwandigen Gurten beschäftigt hat. Im Mittelpunkt des Beitrags stehen die experimentellen und numeri-schen Untersuchungen, die zu Planungs-, Fertigungs- und Bemes-sungsempfehlungen für die Praxis zusammengefasst wurden.

Fatigue-resistant trusses of circular hollow sections with thick-walled chords. This paper gives an overview about the results of the ZUTECH-Research Project FOSTA P815 dealing with the fatigue behaviour of welded K- and KK-joints in trusses made of circular hollow sections with thickwalled chords. The focus is laid on the experimental and numerical investigations that had been summa-rized to recommendations on planning, fabrication and design for practitioners.

1 Einleitung1.1 Anwendungsbereich

Geschweißte Fachwerkstrukturen aus Rundhohlprofilen unter Ermüdungsbeanspruchung weisen eine weite Ver-breitung im Bauwesen und im Maschinen- und Anlagen-bau auf. Dabei zählt der unversteifte K-Knoten (d. h. ohne Knotenbleche) zu einer häufig anzutreffenden Knoten-form, bei der die an einen Gurt anschließenden Streben mit dem Gurt eine K-Form bilden. Man unterscheidet zwi-

schen ebenen und räumlichen K-Knoten, wobei letztere auch als KK-Knoten bezeichnet werden (Bilder 1a und 1b).

Prinzipiell kann die Ausführung von unversteiften Knoten in Hohlprofilfachwerken durch zwei Konstrukti-onsweisen erfolgen. Zum einen können die Fachwerkstäbe unmittelbar gestoßen werden (direkt geschweißte Knoten, hier als Schweißknoten bezeichnet, Bild 1c). Zum anderen besteht die Möglichkeit, die Fachwerkstäbe unter Verwen-dung eines Gussformteils (Gussknoten, Bild 1d) mittelbar miteinander zu verbinden. Schweißknoten, die Gegen-stand dieses Beitrags sind, besitzen gegenüber der Guss-knotenausführung mehrere wesentliche Vorteile.

Zum Ersten werden durch die direkte Verbindung die Gussformteile eingespart, die aufgrund ihrer individuellen Herstellung einen nicht unwesentlichen Kosten- und Zeit-aufwand verursachen. Zum Zweiten lassen sich die Schweiß-knoten verhältnismäßig zuverlässig während der Nutzungs-dauer auf eventuelle Ermüdungsrisse prüfen, da die Riss-einleitung in der Regel an den Schweißnahtübergängen (Profilaußenseite) beginnt. Damit besteht die Möglichkeit einer frühzeitigen Rissdetektion bei einer Inspektion und einer anschließenden Instandsetzung durch eine Repara-turschweißung mit der Option für eine Ertüchtigung der ermüdungskritischen Tragwerksstellen durch eine Schweiß-nahtnachbehandlung. Zum Dritten wird der Planungs- und Ausführungsprozess gestrafft, da die relativ langen Vorlauf-zeiten für die Herstellung der Gussformteile entfallen und mögliche Unterbrechungen durch Qualitätsmängel an den Gussformteilen, die gegebenenfalls einen Neuguss der Formteile erfordern, ausgeschlossen sind. Und schließlich reduziert sich die Anzahl der Stumpfstöße im Gurt auf die Montagestöße (Begrenzung der Transportlängen und Hub-gewichte), da die Gurte im Knotenbereich durchlaufend ausgebildet werden können, was zu einer Erhöhung der Robustheit der Konstruktion beiträgt.

Nachteilig sind beim Einsatz von Schweißknoten die hohen Anforderungen an die Schweißbefähigung des ferti-genden Unternehmens, da sich über den Umfang der Gurt-Streben-Verbindung die Nahtform und die Schweißposi-tion kontinuierlich ändern. Im Gegensatz zu Gussknoten, bei denen durch eine günstige Ausformung der Gussform-teile die Schweißnähte aus dem unmittelbaren Knotenbe-reich des Fachwerkknotens herausgeführt werden können, liegen die Schweißnähte bei Schweißknoten unmittelbar im Knotenbereich und damit in einem Bereich hoher Spannungskonzentrationen. Zur Reduktion der Spannungs-

Ermüdungsgerechte Fachwerke aus Rundhohlprofilen mit dickwandigen Gurten

Ulrike KuhlmannÖmer BucakIngbert MangerigBernd Kranz

Mathias EulerMichael HubmannAndreas FischlAndreas Hess

Jörg HerrmannRoland Zschech

Bild 1. Knotentypen: (a) K-Knoten und (b) KK-Knoten; Aus-führung als (c) direkt geschweißte Knoten und (d) Gussknoten Fig. 1. Types of joints: (a) K-joints and (b) KK-joints; reali-sation as (c) directly welded joints and (d) cast joints

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U. Kuhlmann et al. · Ermüdungsgerechte Fachwerke aus Rundhohlprofilen mit dickwandigen Gurten

3Sonderdruck aus: Stahlbau 84 (2015), Heft 1

(Bild 2). Hierbei handelt es sich um eine optisch anspre-chende Konstruktionsform, bei der die Untergurte und Streben entweder ebene oder räumliche Fachwerke aus Rundhohlprofilen bilden. Die Obergurte dieser Fachwerke werden in die betonierte Fahrbahnplatte integriert. Die Fachwerke weisen üblicherweise Gurtschlankheiten von 2 < γ ≤ 12 auf. Ein Überblick über bereits realisierte Brü-cken kann [7, S. 24 f] entnommen werden.

Zyklisch beanspruchte Hohlprofilfachwerke mit K-Knoten kommen darüber hinaus als Auslegerkonstruktio-nen von Hafenmobilkranen für den permanenten Güter-umschlag zum Einsatz. Gurtschlankheiten von γ ≥ 6 bei Wanddicken t0 > 20 mm für das Gurtprofil sind nicht un-üblich. Auch im Offshore-Bereich werden Hohlprofilfach-werke mit Gurtschlankheiten im Bereich 8 < γ ≤ 12 ver-mehrt eingesetzt [9, S. 1278].

2 Stand der Technik und Forschung2.1 Strukturspannungskonzept

Die existierenden Bemessungsregeln für ermüdungsbean-spruchte Hohlprofilkonstruktionen basieren auf numeri-schen und experimentellen Untersuchungen, die nur unzu-länglich dickwandige Fachwerkstrukturen berücksichti-gen. Beispielsweise decken das Formelwerk nach CIDECT Design Guide [15] und die Empfehlungen des International Institute of Welding (IIW) [16] zur Ermittlung der Span-nungskonzentrationen für geschweißte, ebene und räum-liche K-Knoten mit Spalt nur den Geometriebereich von 12 ≤ γ ≤ 30 ab. Auf der anderen Seite gibt Eurocode 3, Teil 1-9, Tab. 8.7 [3] nur Ermüdungsfestigkeiten für einen stark vereinfachten Nennspannungsnachweis von ebenen dünnwandigen K-Knoten mit Wanddicken von t ≤ 8 mm an.

Unabhängig von seiner Gurtschlankheit kann der Er-müdungsnachweis eines K-Knotens in der Regel nicht wirt-schaftlich unter Verwendung der Nennspannungen σnom in den angeschlossenen Gurt- und Strebenquerschnitten er-folgen, da die Nennspannungen die tatsächliche Beanspru-chung im Verschneidungsbereich zwischen Strebe und Gurt, wie z. B. zusätzliche lokale Biegung in der Gurtwan-

konzentrationen werden bei Schweißknoten die Gurtpro-file gewöhnlich dickwandiger ausgeführt als bei Gusskno-ten.

1.2 Ermüdung

Aufgrund der hohen Spannungskonzentrationen stellen die Verschneidungsbereiche von Gurt und Streben eines Schweißknotens Ausgangspunkte eines möglichen Ermü-dungsversagens dar. Solche Orte werden auch als Hot Spots bezeichnet. Aufgrund dieser besonderen Beanspru-chungssituation wird die Auslegung vieler Hohlprofilfach-werke mit direkt geschweißten Fachwerkknoten, wie z. B. im Offshore-Bereich oder im Brückenbau, durch das Er-müdungsverhalten maßgeblich bestimmt.

1.3 Dickwandigkeit

Ein Trend der letzten Jahre geht dahin, vermehrt dickwan-dige Rundhohlprofile in zyklisch beanspruchten Konstruk-tionen des Bauwesens und Maschinen- und Anlagenbaus einzusetzen. Dadurch kommen nicht nur Gurtprofile mit einer großen Wanddicke t0 (absolute Dickwandigkeit), sondern auch solche mit einer geringen Gurtschlankheit von γ = d0/(2 × t0) < 12 (relative Dickwandigkeit) zum Ein-satz (Tabelle 1).

Ein Beispiel für dickwandige Hohlprofilstrukturen sind die in den letzten Jahren gebauten Fachwerkbrücken

Tabelle 1. Definition der Dickwandigkeit von HohlprofilenTable 1. Definition of thickwalledness of tubular sections

Wanddicke dickwandig dünnwandig

absolut, t0 t0 > tref t0 ≤ tref

relativ, γ = d0/(2t0) γ < 12 γ ≥ 12

Illustration

Bild 2. Verbundbrücken mit Fachwerken aus Rundhohlprofilen: (a) über die BAB 73 bei Suhl/Lichtenfels mit ebenen Fach-werken (Schweißknoten) [13], (b) bei Korntal-Münchingen mit räumlichen Fachwerken (Gussknoten) [7]Fig. 2. Composite bridges with circular hollow section trusses: (a) over federal highway 73 near Suhl/Lichtenfels with uni-planar trusses (weld joints) [13], (b) near Korntal-Münchingen with multiplanar trusses (cast joints) [7]



Sonderdruck aus: Stahlbau 84 (2015), Heft 1

dung [10, S. 22], nur unzureichend beschreiben. Außerdem können bei den komplizierten Schweißverbindungen meh-rere Stellen maßgebend werden [4, S. 26]. Aus diesem Grund wurde das so genannte Strukturspannungskonzept (auch Hot-Spot-Spannungsmethode genannt) entwickelt. Beim Nachweis auf der Strukturspannungsebene steht nicht das geschweißte Konstruktionsdetail, z. B. Quer-steife, wie beim Nennspannungsnachweis im Mittelpunkt, sondern dessen am meisten gefährdete Stelle (ermüdungs-kritische Kerbstelle), z. B. Nahtübergang einer Kehlnaht. Diese Betrachtungsweise ist konsequent, da für das Ermü-dungsversagen stets die Größe der örtlichen Beanspru-chung an der Kerbstelle, d. h. die Kerbspannung, maßge-bend ist.

Es wird davon ausgegangen, dass der Anstieg der an der Kerbe wirkenden örtlichen Spannungen (Kerbspannun-gen σnotch in Bild 3) gegenüber den Nennspannungen σnom durch eine strukturbedingte und eine schweißnahtbedingte Spannungskonzentration hervorgerufen wird [4, S. 82]. Die strukturbedingte Spannungskonzentration, die durch die

Bild 3. Gurt-Streben-Anschluss mit Nenn-, Struktur- und Kerbspannungsverlauf auf der Gurtoberfläche bei Gurtnor-malkraft Fig. 3. Chord-to-brace junction with nominal, structural and notch stress distribution on chord surface under chord axial force

Bild 4. Geometrie eines räumlichen K-Knotens: (a) Seitenansicht in der Strebenebene, (b) Querschnitt, (c) Draufsicht ein-schließlich der Definition der Knotenproportionen b, γ und tFig. 4. Geometry of a multiplanar K-joint: (a) side view in brace plane, (b) section, (c) top view including the definition of joint proportions b, γ and t


4



SCF · SCF ·

SCF SCF ·

SCF · SCF ·

E,HS 0,ax 0,ax 0,ipb 0,ipb

0,opb 0,opb 1,ax 1,ax

1,ipb 1,ipb 1,opb 1,opb

∆σ = ∆σ + ∆σ +

+ ⋅ ∆σ + ∆σ +

+ ∆σ + ∆σ

(1)

2.3 Ermüdungsnachweis

Im Ermüdungsnachweis wird die einwirkende Schwing-breite der Strukturspannungen ΔσE,HS, die bei mehrstufiger Schwingbeanspruchung durch ein einstufiges schadens-äquivalentes Ersatzkollektiv repräsentiert werden kann, der Ermüdungsfestigkeit auf Strukturspannungsbasis ΔσR,HS unter Berücksichtigung des Wanddickeneinflusses und der Teilsicherheitsbeiwerte (γFf, γMf) gegenübergestellt (Gl. (2)). Nach CIDECT [15] darf für alle geschweißten Hohlprofilverbindungen von einem charakteristischen Refe-renzwert der Ermüdungsfestigkeit von ΔσC,HS = 114 N/mm² bei 2 Mio. Schwingspielen für eine Bezugswanddicke von 16 mm ausgegangen werden. Nach Eurocode 3, Teil 1-9 [3] gibt es bislang keine Angaben für die Ermüdungsfestigkeiten von Hohlprofilverbindungen im Rahmen eines Struktur-spannungsnachweises.

(2)·Ff E,HSR,HS

Mf

γ ∆σ ≤∆σ

γ

3 Forschungsziele

Das Forschungsvorhaben FOSTA P815 (IGF-Vorhaben Nr. 325 ZBG) [8] hat das Ermüdungsverhalten von ge-schweißten K- und KK-Knoten mit dickwandigen Gurten systematisch untersucht. Dabei wurde ein ganzheitlicher Ansatz verfolgt, der die Entwicklung von Planungs-, Ferti-gungs- und Bemessungsempfehlungen für den Ermüdungs-nachweis zum Ziel hatte.

Bei der Erstellung der Planungsempfehlungen, die Vor-schläge für Richtzeichnungen umfassen, wurde an die Ergeb-nisse eines abgeschlossenen BASt-Forschungsvorhabens [7] angeknüpft, das sich mit KK-Knoten im Straßenbrückenbau beschäftigte. Im Zuge der Formulierung von detaillierten Fertigungsempfehlungen, die u. a. Vorschläge für Schweiß-anweisungen beinhalten, wurden die üblichen Randbedin-gungen im Stahlbau bei der Herstellung von Fachwerkkon-struktionen aus Rundhohlprofilen recherchiert und doku-mentiert. Diese Randbedingungen wurden gleichzeitig auch für die Herstellung repräsentativer Prüfkörper vereinbart, um eine Übertragbarkeit der Ergebnisse aus dem For-schungsvorhaben in die Praxis sicherzustellen. Die für die Fertigungsempfehlungen erforderlichen Informationen wur-den neben den am Projekt beteiligten Hochschuleinrichtun-gen zum einen durch die Mitwirkung des projektbegleiten-den Ausschusses und zum anderen durch die langjährige Expertise und die Recherche der Schweißtechnischen Lehr- und Versuchsanstalt Halle GmbH (SLV) bei ausgewählten etablierten Stahlbauunternehmen zusammengetragen.

Für die Formulierung der Bemessungsempfehlungen, die schwerpunktmäßig aus der Bereitstellung von Festig-keitswerten für den Ermüdungsnachweis von relativ dick-wandigen und im Schweißzustand belassenen K- und KK-

Strukturspannungen σHS beschrieben wird, hängt von der globalen Geometrie des betrachteten Hohlprofilknotens ab, d. h. von der Strebenneigung und den Knotenpropor-tionen, ausgedrückt z. B. durch das Durchmesserverhältnis b = d1/d0, die Gurtschlankheit γ = d0/(2 × t0) und das Wand-dickenverhältnis t = t1/t0 (Bild 4). Die schweißnahtbedingte Spannungskonzentration, d. h. die Spannungserhöhung über die Strukturspannung hinaus, ist von der lokalen Aus-prägung der Schweißnaht (Kerbradien, Schweißfehler usw.) und von den Schweißparametern (Höhe der Schweißeigen-spannungen usw.) abhängig und wird durch eigens für das Strukturspannungskonzept entwickelte Kerbfallklassen er-fasst.

2.2 Ermittlung der Strukturspannungen

Die Strukturspannungen sind theoretische Größen, die nicht den in einer FE-Berechnung für den Schweißnaht-übergang ermittelten Spannungswerten entsprechen, son-dern die üblicherweise über eine Extrapolation der Span-nungen aus einem von der Naht unbeeinflussten Bereich an den zu bewertenden Schweißnahtübergang abgeleitet werden. Um sicherzustellen, dass die Strukturspannungen nur den Einfluss der globalen Knotengeometrie beinhal-ten, sind die Stützstellen der Extrapolation ausreichend weit vom Schweißnahtübergang entfernt zu platzieren. In Bild 3 wurden beispielweise für eine lineare Extrapolation zwei Stützstellen gewählt, deren zugeordneten Spannun-gen keinen Einfluss der Nahtgeometrie mehr aufweisen.

Es war im Rahmen des Forschungsvorhabens zu klä-ren, inwiefern die Regeln für einen Strukturspannungs-nachweis von relativ dünnwandigen K-Knoten (γ ≥ 12) – speziell die Kerbfallklassifizierung, die Behandlung des Größeneinflusses, die Abstände der Stützstellen für eine Extrapolation der Strukturspannungen – auf einen Ermü-dungsnachweis von relativ dickwandigen K-Knoten über-tragbar sind.

Die einwirkende Strukturspannungsschwingbreite ΔσE,HS wird in der Praxis – neben der Möglichkeit einer FE-Berechnung mit anschließender Extrapolation der Spannungen – häufig mit Hilfe von Spannungskonzentra-tionsfaktoren (SCF) ermittelt. Die SCF gelten stets für eine bestimmte Beanspruchungsart und variieren über den Um-fang des Gurt-Streben-Anschlusses. Um die Verwendbar-keit der SCF in beliebigen Beanspruchungssituationen zu sichern, werden die SCF für Elementarlastfälle (vgl. Bild 5) definiert. Die vorhandene Beanspruchung ist daher in einem ersten Schritt in die Elementarlastfälle zu zerlegen, und die zugehörigen Nennspannungsschwingbreiten Δσnom sind zu berechnen. In einem zweiten Schritt können dann die Schwingbreiten der Strukturspannungen für die einzel-nen Elementarlastfälle mit Hilfe der SCF ermittelt werden. In einem dritten Schritt lassen sich schließlich die Schwing-breiten der Strukturspannungen der einzelnen Elementar-lastfälle nach Gl. (1) zur einwirkenden Strukturspannungs-chwingbreite ΔσE,HS für die betrachtete Stelle des Gurt-Streben-Anschlusses überlagern. Der erste Index der SCF und Nennspannungsschwingbreiten in Gl. (1) steht dabei für das belastete Fachwerkglied (0 = Gurt, 1 = Strebe). Der zweite Index kennzeichnet die Art der Belastung (ax = Nor-malkraft, ipb = Biegung in der Fachwerkebene, opb = Bie-gung aus der Fachwerkebene).



6 Sonderdruck aus: Stahlbau 84 (2015), Heft 1

R = –1 (Wechselbelastung) und einer Frequenz von 0,5 bis 1,3 Hz. Die Versuche mit Strebenbiegung wurden in einem separaten Prüfstand mit nur einem Prüfzylinder durchge-führt, der am Ende einer Strebe eine Querkraft als Wech-selbelastung (R = –1) aufbrachte (Bild 6b). Die Frequenz der Prüfkraft lag bei 1,4 bis 3,0 Hz.

Ein Teil der Versuche mit Gurtbelastung wurde am Institut für Konstruktiven Ingenieurbau der Universität der Bundeswehr München (UniBWM) durchgeführt. Der Prüfstand für die Versuche mit Gurtnormalkraft ist in Bild 6c dargestellt. Bild 6d zeigt den Versuchsaufbau für Gurtbiegung, in dem die Prüfkörper in Vierpunktbiegever-suchen getestet wurden.

Im Labor für Stahl- und Leichtmetallbau der Hoch-schule für angewandte Wissenschaften München (HM) wurde der zweite und größere Teil der Versuche mit Gurt-belastung durchgeführt. Die Versuche mit Gurtnormalkraft erfolgten in einer 12-MN-Zugprüfmaschine (Bild 6e) bei einer Frequenz von 0,10 bis 0,15 Hz und einem Kraftver-hältnis R von ca. 0,20, die Versuche mit Gurtbiegung in einem 600-kN-Pulsator als Vierpunktbiegeversuche bei ei-ner Prüffrequenz von 20 bis 25 Hz und einem Kraftverhält-nis von R = 0,10 bis 0,20. Hiervon ausgenommen war die Prüfung der Prüfkörper mit Gurten ∅ 508 mm bei Wand-dicken von 40 und 60 mm, die in einem Resonanzprüf-stand bei einer Prüffrequenz von 10 bis 15 Hz bei einem Kraftverhältnis von R = –1 getestet wurden (Bild 7).

In den Knotenversuchen wurde in der Regel, wie für Hohlprofilverbindungen üblich, der erste Wanddurchriss als Versagenskriterium vereinbart. Hierzu wurde in den luftdicht verschlossenen Hohlprofilen der Prüfkörper ein leichter Innendruck aufgebaut, der permanent überwacht wurde. Während der Ermüdungsversuche signalisierte der Abfall des Innendrucks den ersten Wanddurchriss. Durch das Versagenskriterium des ersten Wanddurchrisses ist si-chergestellt, dass die Risse in der geschädigten Konstruktion (von außen) detektiert werden können und außerdem auf-

Knoten bestehen, wurden umfangreiche experimentelle und numerische Untersuchungen durchgeführt, auf die im Fol-genden detaillierter eingegangen wird. Daneben wurden weitere Aspekte wie der Einfluss einer Nachbehandlung mit einem höherfrequenten Hämmerverfahren oder einer Reparaturschweißung auf die Ermüdungsfestigkeit unter-sucht. Außerdem wurden SCF-Tafeln für ebene K-Knoten in Ergänzung zu [7] zur Berechnung der Strukturbeanspru-chung erstellt.

4 Experimentelle Untersuchungen4.1 Überblick

Das Versuchsprogramm des Forschungsvorhabens umfasste Ermüdungsversuche an ebenen und räumlichen Einzel-knoten mit K-Form in bauteilähnlichen Abmessungen, meh-rere Ermüdungsversuchsreihen an Kleinprüfkörpern für Detailuntersuchungen (z. B. zur Auswahl der Prozesspara-meter für die Schweißarbeiten) und einen großmaßstäb-lichen Trägerversuch. Die Ermüdungsversuche an den Ein-zelknoten werden im Folgenden als Knotenversuche bezeichnet. Insgesamt wurden 81 Knotenversuche durch-geführt, wobei sich die Versuche auf drei Forschungsstel-len verteilten. Da ausschließlich K-Knoten mit dickwandi-gen Gurten Gegenstand der Untersuchungen sein sollten, wiesen alle Prüfkörper eine vergleichbare Gurtschlankheit von 3,4 ≤ γ ≤ 4,5 (vereinzelt 6,35) auf (vgl. Tabelle 2).

Die Fertigung der Prüfkörper erfolgte durch ein einzi-ges Stahlbauunternehmen unter praxisüblichen Bedingun-gen. Ziel war es dabei, homogene Prüfkörper für die Ermü-dungsversuche zur Verfügung zu stellen, die eine systema-tische Beschreibung der physikalischen Einflussfaktoren auf das Ermüdungsverhalten von K- und KK-Knoten frei von zufälligen Streuungen verschiedener Fertigungsbetriebe zuließen.

4.2 Knotenversuche

In den Knotenversuchen wurde das Ermüdungsverhalten von Einzelknoten mit K- und KK-Form und dickwandigen Gurten (γ < 12) unter der Einwirkung der in Bild 5 darge-stellten Elementarlastfälle bei konstanter Amplitude (Wöh-lerversuch) untersucht. In den Knotenversuchen wurden Gurtdurchmesser von 177,8 bis 508,0 mm bei Wanddicken von 20 bis 60 mm getestet. Die Streben besaßen Durch-messer von 88,9 bis 244,5 mm bei Wanddicken von 5 bis 25 mm. Die untersuchten K-Knoten wiesen eine einheitli-che Strebenneigung von 60° auf.

Die Knotenversuche mit Strebenbelastung wurden an der Materialprüfungsanstalt (MPA) der Universität Stutt-gart im Auftrag des Instituts für Konstruktion und Entwurf durchgeführt. Die Versuche unter Strebennormalkraft (mit einer im Gleichgewicht stehenden Gurtkraft) wurden auf einem Versuchsstand gefahren, der speziell für die Prüfung multiaxial beanspruchter Großbauteile von der MPA Stutt-gart [17] konzipiert wurde (Bild 6a). Der Versuchsstand besteht aus einem Horizontalgerüst zur Simulation einer Gurtbelastung, das über einen horizontalen Prüfzylinder und ein entsprechendes Widerlager verfügt, und zwei Schräggerüsten, die jeweils einen Prüfzylinder zur Aufbrin-gung der Strebenbelastung aufnehmen. Alle drei Prüfzy-linder arbeiten synchron bei einem Kraftverhältnis von

Bild 5. Untersuchte Elementarbelastungen: (a) Gurtnormal-kraft (0,ax), (b) Gurtbiegung (0,ipb), (c) Strebennormalkraft (1,ax), (d) Strebenbiegung (1,ipb)Fig. 5. Investigated elementary loading: (a) chord normal force (0,ax), (b) chord bending (0,ipb), (c) brace normal force (1,ax), (d) brace bending (1,ipb)




Bild 6. Versuchsstände: (a) Strebennormalkraft (MPA Stuttgart), (b) Strebenbiegung (MPA Stutt-gart), (c) Gurtnormalkraft (UniBWM), (d) Gurtbie-gung (UniBWM), (e) Gurtnormalkraft (HM)Fig. 6. Test rigs: (a) brace axial force (MPA Stutt-gart), (b) brace bending (MPA Stuttgart), (c) chord axial force (UniBWM), (d) chord bending (UniBWM), (e) chord axial force (HM)



Sonderdruck aus: Stahlbau 84 (2015), Heft 1

4.4 Versuche an der SLV Halle

Angeregt durch die Diskussion im projektbegleitenden Ar-beitskreis des Forschungsvorhabens wurde als Strebenan-schluss eine Kombination aus Stumpfnaht an der Kronen-spitze und Kehlnaht an der Kronenferse gewählt, die in einem schmalen Übergangsbereich kontinuierlich ineinan-der übergehen (Bild 9). Diese Anschlusskonfiguration er-laubt an der Kronenferse eine zuverlässigere und zugleich wirtschaftlichere Schweißnahtausführung im Vergleich zu einem umlaufenden Stumpfnahtanschluss der Strebe.

Die an der SLV Halle durchgeführten 39 Kleinversu-che dienten zum einen der Auswahl des Schweißprozesses und der Festlegung günstiger Prozessparameter für die Prüfkörperherstellung und die Reparaturschweißung unter den besonderen Randbedingungen der Kronenspitze und -ferse. Dabei wurden in verschiedenen Testserien unter-schiedliche Schweißpositionen und Nahtausbildungen bei Einsatz von MAG-Schweißen mit Massivdrahtelektrode (135) oder Fülldrahtelektrode (136) untersucht. Die ent-sprechend unterschiedlich hergestellten Probekörper wur-den auf Ermüdung getestet. Die Ermüdungsversuche wur-den mit R = 0,1 in einer servohydraulischen 250-kN-Prüf-maschine und einem Hochfrequenzpulsator bei konstanter Spannungsamplitude durchgeführt.

Darüber hinaus verfolgten die Kleinversuche das Ziel einer Abschätzung der Ermüdungsfestigkeit der Nahtwur-zelpunkte von einseitig geschweißten K-Knoten. Die Ver-suche dienten der Beurteilung des Ermüdungswiderstan-des, wenn durch eine Schweißnahtnachbehandlung der Nahtübergänge deren Ermüdungsfestigkeit verbessert wurde und die kritische Kerbstelle dann im Nahtwurzel-punkt liegen kann.

4.5 Versuchsergebnisse4.5.1 K- und KK-Knoten im Schweißzustand

Grundsätzlich kann festgestellt werden, dass bei allen im Schweißzustand getesteten K- und KK-Knoten die maßge-

grund des noch begrenzten Schädigungsumfangs der Struktur eine Reparatur möglich ist.

4.3 Trägerversuch

Um die Übertragbarkeit der Ergebnisse aus den Knotenver-suchen auf großmaßstäbliche Tragwerke zu überprüfen, wurde an der Universität der Bundeswehr München ein großmaßstäblicher Fachwerkträger, der als 11,5 m weit-spannender Dreigurtbinder mit zwei Obergurten und ei-nem Untergurt konzipiert war, in einem Vierpunktbiegever-such getestet. Die Gurtdurchmesser betrugen 193,7 mm bei einer Wanddicke von 25 mm. Als Strebenprofile wurden einheitlich ∅ 88,9 × 12,5 ausgeführt. Um Zwangskräfte aus einer statischen Unbestimmtheit zu vermeiden, wurde der Träger auf längsverschieblichen Rollenlagern aufgesetzt. Der Fachwerkträger wurde über einen Prüfrahmen mittig mit anfangs zwei und später einem Prüfzylinder belastet. Die Prüfkraft wurde mit R = 0,10 bei einer Frequenz von 0,3 bis 1,0 Hz aufgebracht (Bild 8). Im Gegensatz zu den Knotenversuchen, die unter Einstufenbelastung geprüft wurden, wurde der Träger aus versuchstechnischen Grün-den einer mehrstufigen Schwingbeanspruchung ausgesetzt.

Bild 7. Prüfkörper mit Gurt ∅ 508 × 60 für Gurtbiegung im Resonanzschwingversuch (HM) Fig. 7. Test specimen with chord ∅ 508 × 60 for chord bending in resonance test (HM)

Bild 8. Großmaßstäblicher Fachwerkträgerversuch (UniBWM) Fig. 8. Large-scale truss girder test (UniBWM)

Bild 9. Schweißnahtkonfiguration: (a) Überblick; Schnitt an (b) Kronenspitze und (c) KronenferseFig. 9. Weld configuration: (a) overview; section at (b) crown toe and (c) crown heel


8



ging der maßgebende Ermüdungsriss bei Strebenbiegung in der Regel vom Schweißnahtübergang zum Gurt aus.

4.5.2 K-Knoten mit Schweißnahtnachbehandlung

Die Nachbehandlung der Schweißnahtübergänge mit ei-nem höherfrequenten Hämmerverfahren [6] führte grund-sätzlich für alle untersuchten Lastfälle zu deutlich höheren ertragbaren Schwingspielzahlen (im Bereich ab 105 Schwingspielen) im Vergleich zu den unbehandelten Prüf-körpern.

Bei den nachbehandelten Prüfkörpern mit Gurtnor-malkraft oder Gurtbiegung kam es entweder zu Ermü-dungserscheinungen an den nachbehandelten Schweiß-nahtübergängen zum Gurt – vorrangig an der Kronenferse und nur vereinzelt an der Kronenspitze, oder es trat eine Verschiebung des Versagensortes von den Schweißnaht-übergängen hin zur Schweißnahtwurzel auf, die wegen der Unzugänglichkeit nicht nachbehandelt werden konnte. Ausgehend von der Schweißnahtwurzel wuchsen die Er-

benden Ermüdungsrisse von außen sichtbar an den Schweiß-nahtübergängen initiiert wurden. In den Knotenversuchen trat unter Gurtnormalkraft und Gurtbiegung das Ermü-dungsversagen (Versagenskriterium: erster Wanddurchriss) an den Schweißnahtübergängen von Kronenspitze und/oder Kronenferse zum Gurt auf (Bild 10). Die Ermüdungs-risse verliefen anfangs entlang des Schweißnahtübergangs und zweigten nach einem gewissen Rissfortschritt ins Grundmaterial ab (Bilder 10b und 10d).

Unter Strebennormalkraft wurden Ermüdungsrisse ausschließlich im Spaltbereich der K-Knoten initiiert (Bild 11). Bei den Prüfkörpern mit t = t1/t0 = 0,25 (vgl. Bild 4) trat das Ermüdungsversagen im Schweißnahtüber-gang zur Strebe auf. Bei einem Wanddickenverhältnis t = 0,63 lag der Ermüdungsriss am Schweißnahtübergang zum Gurt. Für die Versuche mit Strebenbiegung wurden bei t = 0,25 ebenfalls die Schweißnahtübergänge zu den Streben maßgebend. Allerdings trat hier der Wanddurch-riss nicht ausschließlich an der Kronenspitze, sondern auch an der Kronenferse auf. Für die Prüfkörper mit t = 0,63

Bild 10. Ermüdungsversagen unter Gurtbelastung: (a) Versagen an der Kronenspitze, (b) Blick auf Kronenspitze, (c) Versagen an der Kronenferse, (d) Blick auf Kronenferse (Pfeile kennzeichnen Riss) Fig. 10. Fatigue failure under chord loading: (a) failure at crown toe, (b) view of crown toe, (c) failure at crown heel, (d) view of crown heel (arrows mark crack)



versuch unter einem mehrstufigen Lastkollektiv geprüft wurde. Es wurde von einer linearen Schadensakkumula-tion nach Palmgren-Miner ausgegangen. Bei Berücksichti-gung des Einflusses von Mittelspannung und Wanddicke am Versagensort zeigt sich, dass die Ergebnisse des Fach-werkträgers mit den in diesem Forschungsvorhaben abge-leiteten Ermüdungsfestigkeiten für die Einzelknoten ver-gleichbar sind (vgl. Bild 12).

4.5.4 Versuche an Kleinprüfkörpern

Die Versuche an den Kleinprüfkörpern zeigten in Überein-stimmung mit den Knotenversuchen, dass die Schweiß-nahtwurzelpunkte bei einer Nachbehandlung der Schweiß-nahtübergänge zu Schwachstellen eines K-Knotens bei Beanspruchung durch Gurtnormalkraft oder Gurtbiegung werden können. Das Kerbdetail der Schweißnahtwurzel bei einseitig ausgeführten Schweißverbindungen hat in den Kleinversuchsserien eine charakteristische Ermüdungsfes-tigkeit (Versagenswahrscheinlichkeit nach [3]) für das Nennspannungskonzept von 56 N/mm² bei Massivdraht-schweißen und von 71 N/mm² bei Fülldrahtschweißen er-geben. Dabei ist bereits eine Abminderung der Ergebnisse aus den Kleinversuchen auf 80 % zur Berücksichtigung eines Bauteileinflusses (Eigenspannungen) enthalten.

Bei Auswertung der Kleinversuchsserien nach dem Strukturspannungskonzept ergab sich eine charakteristi-sche Ermüdungsfestigkeit von 64 N/mm² bei Massivdraht-schweißen und von 80 N/mm² bei Fülldrahtschweißen für das Kerbdetail der Schweißnahtwurzel. Dabei berücksich-tigt eine in den Festigkeitsangaben bereits enthaltene Ab-minderung auf 80 % einen möglichen Bauteileinfluss.

Die angegebenen Werte können als Anhaltspunkte zur Beurteilung der Ermüdungsfestigkeit von K-Knoten dienen, wenn der Ermüdungswiderstand deren Schweiß-

müdungsrisse entweder ins Grundmaterial des Gurtes, oder es kam zu Schweißnahtversagen.

Bei den nachbehandelten Prüfkörpern mit Streben-normalkraft und einem Wanddickenverhältnis t = 0,25 trat der Anriss nicht mehr wie bei den unbehandelten Prüfkör-pern am Schweißnahtübergang zur Strebe auf, sondern wurde im Knoteninneren an der Schweißnahtwurzel zwi-schen Kronenspitze und Sattel initiiert. Bei den nachbe-handelten Prüfkörpern mit Strebennormalkraft und einem Wanddickenverhältnis t = 0,63 erfolgte der Anriss wie bei den unbehandelten Prüfkörpern auf dem Gurt am Schweiß-nahtübergang der Kronenspitze. Wegen der deutlichen Er-höhung der Ermüdungsfestigkeit konnte aus versuchstech-nischen Gründen (vorzeitiges Versagen der Krafteinlei-tung) für diese Prüfkörper jedoch kein Wanddurchriss herbeigeführt werden.

4.5.3 Trägerversuch

Der großmaßstäbliche Fachwerkträger wurde in zwei Ermü-dungsversuchen getestet. Nach dem ersten Ermüdungsver-such wurden die Fachwerkknoten mit Ermüdungsversagen repariert und die Prüfung als zweiter Ermüdungsversuch bis zum erneuten Versagen fortgesetzt. Die Schädigungen in-folge Ermüdung traten an den höchstbeanspruchten Knoten auf, entweder im Schweißnahtübergang zur Strebe oder im Schweißnahtübergang zum Gurt. Die Knoten, die im zwei-ten Ermüdungsversuch mit einem höherfrequenten Häm-merverfahren [6] nachbehandelt wurden, zeigten keine Er-müdungserscheinungen.

Für zwei ausgewählte Schadensstellen – eine am Obergurt und eine am Untergurt – wurde ein Vergleich der erreichten Ermüdungsfestigkeiten mit den Festigkeitswer-ten aus den Knotenversuchen vorgenommen. Hierzu war eine Schädigungsberechnung erforderlich, da der Träger-

Bild 11. Ermüdungsversagen unter Strebennormalkraft bei t = t1/t0 = 0,63 (vgl. Bild 4): (a, e) Kronenferse und (b, f) Kronen-spitze der linken Strebe, (c, g) Kronenspitze und (d, h) Kronenferse der rechten Strebe; ★ = maßgebender WanddurchrissFig. 11. Fatigue failure under brace normal force for t = t1/t0 = 0,63 (Bild 4): (a, e) crown heel and (b, f) crown toe of left brace, (c, g) crown toe and (d, h) crown heel of right brace; ★ = critical through-wall-thickness crack





dungsfestigkeit bei R = –1 im Vergleich zu R = 0 für Bau-teile mit hohen Eigenspannungen und für eigenspannungs-freie Bauteile nach [12, Bild 12.4-2]) auf das Niveau der Versuche mit Schwellbeanspruchung umgerechnet (Gl. (3)).

Außerdem wurden aus Gründen der Vergleichbarkeit die in den Versuchen aufgebrachten ertragbaren Struktur-spannungsschwingbreiten, die zu einem Versagen der Prüf-körper mit unterschiedlichen Wanddicken führten, gemäß den Bemessungsempfehlungen nach CIDECT [15] auf ein Versagen in der Bezugswanddicke von tref = 16 mm skaliert (Gl. (4)). Das bedeutet, dass der Größeneinfluss ausschließ-lich als Wanddickeneinfluss interpretiert wurde (proporti-onaler Größeneinfluss). Eine Berücksichtigung eines nicht-proportionalen Größeneinflusses erschien mit Blick auf das Ergebnis der im Folgenden dargestellten statistischen Auswertung nicht erforderlich.

(3)1,125HS

R 0 HSR 1

∆σ =∆σ=

=−

(4)· 16tHS

t 16HSt 16

0,06·logN

∆σ = ∆σ

= ≠−

5.2 Erreichte Schwingspielzahlen

Bei einzelnen Knotenversuchen war es aus technischenGründen nicht möglich, das für Hohlprofilverbindungen üblicherweise anzuwendende Versagenskriterium Erster Wanddurchriss über eine Druckluftmessung zu bestimmen. Stattdessen wurde das Versagenskriterium Bruch (= Verlust der Tragfähigkeit des Prüfkörpers) aufgezeichnet. Gemäß [14, S. 125] kann das Verhältnis der Schwingspielzahlen

nahtübergänge durch eine Schweißnahtnachbehandlung wesentlich verbessert wurde.

5 Numerische Untersuchungen5.1 Strukturspannungen in den Versuchen

Zur Ermittlung der Strukturspannungen der im Rahmen dieses Forschungsvorhabens durchgeführten Ermüdungs-versuche und für die Erstellung eines Tafelwerks mit pra-xisgerecht aufbereiteten SCF wurde ein parameterisiertes, räumliches FE-Modell eines K-Knotens aus Volumenele-menten erstellt. Hierzu wurde die Software ANSYS 14.0 verwendet. Das FE-Modell wurde durch Dehnungsmes-sungen, die im Zuge statischer Vorversuche durchgeführt wurden, validiert.

Die getesteten Prüfkörper in diesem Forschungsvorha-ben unterschieden sich nicht nur hinsichtlich ihrer Durch-messer, Wanddicken und Belastung, sondern auch hin-sichtlich ihrer Herstellung (Schweißposition), die einen Einfluss auf die Geometrie der Schweißdetails hatte. Aus diesem Grund wurden die Bauteil- und Schweißnahtgeo-metrie aller Prüfkörper genau aufgenommen und die Prüf-körper zu homogenen Gruppen zusammengestellt, für die eine gemeinsame Nachrechnung mit den Mittelwerten der gemessenen Geometrien erfolgte.

Das Versuchsprogramm umfasste Versuche mit unter-schiedlichem Spannungsverhältnis R (Tabelle 2). Für die Bewertung der Knotenversuche mit Wechselbelastung (R = –1) erschien es erforderlich, mäßig hohe Eigenspan-nungen und einen damit verbundenen Mittelspannungs-einfluss anzunehmen. Die in diesen Versuchen erreichten Ermüdungsfestigkeiten wurden mittels Division durch 1,125 (Mittelwert der Erhöhungsfaktoren für die Ermü-

Tabelle 1.

______________________________________________________________ Wanddicke dickwandig dünnwandig_______________________________________________________ absolut, t0 t0 > tref t0 ≤ tref_______________________________________________________relativ, γ = d0/(2t0) γ < 12 γ ≥ 12_______________________________________________________

d0 t0Illustration

_______________________________________________________

Tabelle 2.

______________________________________________________________________________________________________Symbol Serie Belastung R Form Gurt Strebe γ Anzahl ______________________________________________________________________________________________________

1 Gurtbiegung >0 K 177,8 × 20 88,9 × 5 4,45 5 1 Gurtnormalkraft >0 K 177,8 × 20 88,9 × 5 4,45 2 1 Strebenbiegung -1 K 177,8 × 20 88,9 × 5 4,45 3

1 Strebennormalkraft -1 K 177,8 × 20 88,9 × 5 4,45 9 ______________________________________________________________________________________________________ 2 Gurtbiegung >0 K 177,8 × 20 88,9 × 12,5 4,45 5 2 Gurtnormalkraft >0 K 177,8 × 20 88,9 × 12,5 4,45 2 2 Strebenbiegung -1 K 177,8 × 20 88,9 × 12,5 4,45 2

2 Strebennormalkraft -1 K 177,8 × 20 88,9 × 12,5 4,45 8 ______________________________________________________________________________________________________ 3 Gurtbiegung >0 K 273,0 × 40 139,7 × 10 3,41 5 ______________________________________________________________________________________________________

4 Gurtbiegung >0 K 273,0 × 40 139,7 × 16 3,41 4 4 Gurtbiegung -1 K 508,0 × 40 244,5 × 25 6,35 2

4 Gurtbiegung -1 K 508,0 × 60 244,5 × 25 4,23 2 ______________________________________________________________________________________________________ 5 Gurtbiegung -1 K 273,0 × 40 139,7 × 10 3,41 2 ______________________________________________________________________________________________________

6 Gurtbiegung >0 KK 177,8 × 20 88,9 × 5 4,45 2 6 Gurtnormalkraft >0 KK 177,8 × 20 88,9 × 5 4,45 2 ______________________________________________________________________________________________________

8 kombiniert -1 K 177,8 × 20 88,9 × 5 4,45 2 8 kombiniert -1 K 177,8 × 20 88,9 × 12,5 4,45 2 ______________________________________________________________________________________________________

Träger kombiniert 0,1 K 193,7 × 25 88,9 × 12,5 3,87 – Träger kombiniert 0,1 KK 193,7 × 25 88,9 × 12,5 3,87 – ______________________________________________________________________________________________________HINWEIS: Testserie 7 beinhaltete nachbehandelte K-Knoten, s. Details in [8]

Tabelle 3.

__________________________________________________________________________________Referenzwert Wöhlerkurve Referenz Daten- !σC,HS in N/mm² vorgebene Neigung freie Neigung punkte__________________________________________________________________________________

104 116 FOSTA P815 [8] 59K/KK-Knoten m = 3 m = 3,41_______________________________________________________________ γ < 12 106 114 FOSTA P815 [8] 73

m = 3 m = 3,29 + EPFL [1,11] __________________________________________________________________________________Hohlprofilknoten 107a � van Wingerde 115γ ≥ 12 m = 3 et al. [14, S. 133]__________________________________________________________________________________a Annahme einer unendlich großen Stichprobe

Tabelle 2. Überblick über die durchgeführten Ermüdungsversuche [8]Table 2. Overview of performed fatigue tests [8]



dung der Fraktilabstände für eine unendlich große Stich-probe) ausgegangen [14, S. 126].

Die Auswertung in [14] erfolgte für das Versagens-kriterium Bruch und ergab einen charakteristischen Refe-renzwert ΔσC,HS = 114 N/mm² für die Ermüdungsfestigkeit der Bezugswanddicke bei 2 × 106 Schwingspielen nach dem Strukturspannungskonzept (Gl. (5)). Bei einer Aus-wertung der Versuchsdaten durch van Wingerde et al. für das Versagenskriterium Erster Wanddurchriss ergab sich aufgrund geringerer Streuungen für dieses Kriterium – im Vergleich zum Bruch – ein nur etwas kleinerer Referenz-wert der Ermüdungsfestigkeit bei 2 × 106 Schwingspielen von ΔσC,HS = 107 N/mm² [14, S. 133].

log 13

· 12,476 logN 0,06 · logN · log 16tR,HS

Basiskerbfall 114 Wanddickeneinfluss� ��

( )∆σ = − +

(5)

Der erste Term von Gl. (5) beschreibt die Wöhlerkurve (Kerbfall 114) der Bezugswanddicke von 16 mm im Zeit-festigkeitsbereich. Der Vorfaktor 1/3 steht für die Neigung der Wöhlerkurve von m = 3. Der zweite Term wird zu null für die Bezugswanddicke von 16 mm, da er den Wanddi-ckeneinfluss erfasst. Für Wanddicken t < 16 mm ist dieser Term positiv und erhöht somit die Ermüdungsfestigkeit (positiver Wanddickeneinfluss). Bei Wanddicken t > 16 mm liefert der Term negative Werte und führt somit zu einer geringeren Ermüdungsfestigkeit. Der zweite Term bedingt ferner, dass die Wöhlerkurven für Wanddicken t > 16 mm steilere Neigungen als m = 3 aufweisen. Für Wanddicken t < 16 mm ergeben sich flacher geneigte Wöhlerkurven.

Alle Wöhlerkurven laufen bei N = 1 (statische Bean-spruchung) zusammen. Im Dauerfestigkeitsbereich (> 5 × 106 Schwingspiele) verlieren die Kurven ihre Gültigkeit. Hier ist bei Schwingbeanspruchungen mit konstanter Amplitude ein horizontaler Verlauf der Wöhlerkurven anzunehmen.

Bei der statistischen Auswertung der vorgestellten Er-müdungsversuche an dickwandigen K- und KK-Knoten aus [8] wurde die Formulierung des Wanddickeneinflusses auf

für die Versagenskriterien Erster Wanddurchriss und Bruch bei K-Knoten mit γ ≥ 12 näherungsweise mit 1 : 1,49 ange-geben werden. Es wurde angenommen, dass diese Abschät-zung auch für K-Knoten mit γ < 12 gilt. Bei den betroffenen Knotenversuchen mit Bruch wurde daher die Schwing-spielzahl beim Ersten Wanddurchriss im Rahmen der Aus-wertung mit dem 0,67fachen der Schwingspielzahl bei Bruch angesetzt.

Beim Trägerversuch konnte der erste Wanddurchriss ebenfalls nicht durch eine wie in Abschnitt 4.2 beschriebene Druckluftprüfung festgestellt werden. Zur Abschätzung der Schwingspielzahl beim ersten Wanddurchriss wurde daher die Schwingbelastung in bestimmten Intervallen reduziert, um Rastlinien auf der später zu bewertenden Bruchfläche zu erzeugen, die eine Abschätzung des Rissfortschrittes und somit auch der Schwingspielzahl beim ersten Wanddurch-riss erlaubte.

5.3 Statistische Auswertung der Versuche

Bild 12 zeigt die Ergebnisse aller Ermüdungsversuche aus [8] an im Schweißzustand belassenen K- und KK-Knoten zusammen mit der Wöhlerkurve aus der linearen Regres-sion, die eine Überlebenswahrscheinlichkeit von 50 % be-sitzt. Die Darstellung zeigt die Ergebnisse mit bereits er-folgter Korrektur für den Mittelspannungseinfluss, den Wanddickeneinfluss und das Versagenskriterium.

Die charakteristischen Wöhlerkurven für geschweißte Rundhohlprofilverbindungen nach CIDECT Design Guide [15], an die sich diese statistische Auswertung anlehnt, wurden von van Wingerde et al. [14] auf der Basis von über 170 internationalen Ermüdungsversuchen abgeleitet. Bei der Ableitung in [14] wurde angenommen, dass der Maß-stabseffekt vorrangig durch die Größe der versagenden Wanddicke kontrolliert wird (Wanddickeneinfluss) (vgl. Gl. (4)). Die Bezugswanddicke wurde zu tref = 16 mm fest-gelegt. Der charakteristische Referenzwert der Ermüdungs-festigkeit bei 2 × 106 Schwingspielen wurde entsprechend [2] als 95 %-Fraktile eines einseitigen Vorhersageintervalls definiert. Es wurde von einer Normalverteilung (Verwen-

Bild 12. Ermüdungsversuche aus [8] mit Modifikation für Wanddicken- und Mittelspannungseinfluss nach Gleichung (3) und (4) und Versagenskriterium nach Abschnitt 5.2 (Erklärung der Symbole in Tabelle 2) Fig. 12. Test data of [8] modified for effects of failing wall thickness and stress ratio R according to. Equation (3) and (4) and failure criterion according to Sec. 5.2 (for symbols see Table 2)





nahtausbildung zu einem großen Teil über dessen Wirt-schaftlichkeit, aber auch Zuverlässigkeit. Im Kranbau und im Hochbau hat sich eine Form des Strebenanschlusses bewährt, bei der eine Stumpfnaht an der Kronenspitze in eine Kehlnaht an der Kronenferse des Strebenanschlusses übergeht. Im Gegensatz dazu ist bei Offshore-Konstruktio-nen mit begehbaren Hohlprofilen eine umlaufende Stumpf-naht gegebenenfalls in Kombination mit einer Wurzel-schweißung von der Innenseite aus üblich.

Die bisher durchgeführten Ermüdungsversuche an re-lativ dickwandigen K-Knoten (γ < 12) orientierten sich am Offshore-Bereich ([1], [11]) und wiesen daher ausschließ-lich eine umlaufende Stumpfnaht für den Strebenanschluss auf. Allerdings ist eine umlaufende Stumpfnaht bei nicht begehbaren Hohlprofilkonstruktionen aus schweißtechni-scher Sicht nicht für alle Knotengeometrien empfehlens-wert. Bei geringen Strebenwinkeln θ können Flankenbin-defehler und eine ungenügende Wurzelfassung (verdeckter Wurzelpunkt) aufgrund der eingeschränkten Zugänglich-keit im Strebenfersenbereich nicht ausgeschlossen werden. Außerdem führt eine Stumpfnaht an der Kronenferse zu sehr großen Nahtvolumina, die mit einem erheblichen Ar-beitsaufwand und einem hohen Wärmeeintrag mit zusätz-lich eingeprägten Eigenspannungen verbunden sind.

Aus diesem Grund wurden im Rahmen des For-schungsvorhabens ausschließlich Prüfkörper mit K- und KK-Knoten untersucht, deren Strebenanschlüsse über eine Kombination aus Stumpfnaht an der Kronenspitze und Kehlnaht an der Kronenferse ausgeführt wurden. Für diese Ausführung wurden detaillierte Muster-Schweißanweisun-gen erstellt, in denen besonders auf den Aspekt der Dick-wandigkeit eingegangen wird. Weitere Aspekte, die in den Empfehlungen zur Fertigung thematisiert werden, sind: – Schweißnahtdicke der Kehlnaht an der Kronenferse – Schweißkantenvorbereitung, speziell Ausbildung des

Übergangsbereichs zwischen Stumpfnaht an der Kro-nenspitze und Kehlnaht an der Kronenferse

– Anordnung der Heftnähte, Schweißreihenfolge – Schweißpositionen – Schweißverfahren

6.3 Empfehlungen für die Bemessung

Der charakteristische Referenzwert der Ermüdungsfestigkeit bei 2 × 106 Schwingspielen auf Basis von Strukturspannun-gen für die in diesem Forschungsvorhaben getesteten K-Kno-

die Ermüdungsfestigkeit von Rundhohlprofilverbindungen nach Gl. (5), zweiter Term übernommen. Die Anpassung an die Versuchsdaten für dickwandige K- und KK-Knoten erfolgte lediglich über eine Modifikation des Basiskerbfalls im ersten Term von Gl. (5). Die durchgeführte statistische Auswertung wurde ausschließlich für das Versagenskrite-rium Erster Wanddurchriss durchgeführt, da bei den dick-wandigen Prüfkörpern nur vereinzelt ein Prüfkörperbruch herbeigeführt werden konnte. Für die statistische Auswer-tung der im Schweißzustand belassenen K- und KK-Kno-ten konnten 59 Ergebnisse aus den Knotenversuchen her-angezogen werden (Bild 12).

In Tabelle 3 werden die Ergebnisse der statistischen Auswertung nach der Vorgehensweise von [2] unter Berück-sichtigung des Stichprobenumfangs zusammengefasst. Es zeigt sich, dass die getesteten relativ dickwandigen K- und KK-Knoten bei Vorgabe der Neigung m = 3 für die lineare Regression kein signifikant schlechteres Ermüdungsverhal-ten als die relativ dünnwandigen Rundhohlprofilverbindun-gen aufweisen.

6 Empfehlungen 6.1 Empfehlungen für die Planung

Die Dimensionierung der einzelnen Fachwerkstäbe und der Verbindungen lässt sich bei versteifungsfreien Fach-werkknoten aus Rundhohlprofilen nicht wie bei Blechkon-struktionen vollständig voneinander trennen. Durch die unversteifte Ausbildung können die Fachwerkknoten ge-genüber den Stäben für das Fachwerk bemessungsbestim-mend werden. Da die Tragfähigkeit und der Ermüdungswi-derstand der unversteiften Fachwerkknoten wesentlich von der Geometrie der anschließenden Fachwerkstäbe abhän-gen, werden so indirekt die geometrischen Abmessungen der anschließenden Stäbe festgelegt. Es wurde daher ein Vorschlag für Richtzeichnungen als praxisnahe und trans-parente Arbeitshilfe für die Planung von K- und KK-Knoten in ermüdungsbeanspruchten Fachwerkkonstruktionen mit dickwandigen Gurten erarbeitet, der auf den durch das Heft B71 [7] der BASt-Berichtsreihe Brücken- und Ingeni-eurbau zusammengetragenen Informationen aufbaut.

6.2 Empfehlungen für die Fertigung

Bei einem dickwandigen Hohlprofilfachwerk, das gewöhn-lich große Nahtvolumina aufweist, entscheidet die Schweiß-

Tabelle 3. Charakteristischer Referenzwert ΔσC,HS der Ermüdungsfestigkeit (Strukturspannungen) bei 2 Millionen Schwing-spielen für die Referenzwanddicke 16 mm; Versagenskriterium: Erster WanddurchrissTable 3. Characteristic reference value ΔσC,HS of fatigue strength (structural stresses) for 2 million stress cycles for reference wall thickness 16 mm; failure criterion: through-wall-thickness crack

ReferenzwertΔσC,HS [N/mm2]

Wöhlerkurvevorgebene Neigung freie Neigung

Referenz Datenpunkte

K/KK-Knoten γ < 12

104m = 3

116m = 3,41

FOSTA P815 [8] 59

106m = 3

114m = 3,29

FOSTA P815 [8]+ EPFL [1,11]

73

Hohlprofilknotenγ ≥ 12

107a

m = 3– van Wingerde

et al. [14, S. 133]115

a Annahme einer unendlich großen Stichprobe



Hinsichtlich der Bemessungsempfehlungen für nach-behandelte und reparierte K- und KK-Knoten mit dickwan-digen Gurten sowie zur Ermittlung der Strukturspannun-gen wird auf [8] verwiesen.

7 Ausblick

Für eine Verbreitung der in diesem Beitrag vorgestellten Ergebnisse bei der Auslegung von Fachwerken im bauauf-sichtlich geregelten Bereich des Bauwesens wird angestrebt, diese bei der kommenden Novellierung von Eurocode 3, Teil 1-9 [3] zu berücksichtigen. Hierzu ist eine entspre-chende Weiterentwicklung des Strukturspannungskonzep-tes nach Anhang B in [3] erforderlich. Um die Ergebnisse für die Praxis kurzfristig nutzbar zu machen, ist angedacht, sie in Form einer DASt-Richtlinie aufzubereiten, in die auch die Ergebnisse aus [8] Eingang finden sollen. Damit wäre für die Nutzung ein bauaufsichtlicher Rahmen gege-ben. Fragestellungen, die in diesem Zusammenhang schon aufgetaucht sind und noch einer Klärung erfordern, sind u. a. die erforderlichen Maßnahmen zur Qualitätssicherungund die Übertragbarkeit der Festigkeitswerte auf Groß-strukturen mit Gurtdurchmessern von größer 500 mm.

Danksagung

Die Autoren bedanken sich herzlich für die finanzielle Un-terstützung des Forschungsvorhabens durch das Bundesmi-nisterium für Wirtschaft und Energie (BMWi). Das For-schungsvorhaben IGF-Nr. 325 ZBG (FOSTA P815) der Forschungsvereinigung Stahlanwendung (FOSTA) e.V. wurde über die AiF im Rahmen des Programms zur Förde-rung der Industriellen Gemeinschaftsforschung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages gefördert. Weiterhin gilt Dank dem projektbegleitenden Ausschuss unter Betreuung von Herrn Dr. Nüsse (FOSTA) sowie allen Unternehmen der freien Wirtschaft, die das Forschungsvor-haben unterstützt haben, insbesondere Vallourec Deutsch-land GmbH, Düsseldorf, für die Bereitstellung des Rund-hohlprofilmaterials (ca. 50 t) für alle Versuche; ZIS Indust-rietechnik GmbH, Meerane, für die Bereitstellung von mehreren Brennschnittmustern als Entscheidungshilfe für den projektbegleitenden Ausschuss; PITEC GmbH, Heu-dorf, für die Schweißnahtnachbehandlung der Prüfkörper; Maurer Söhne GmbH, München, für die Durchführung der Reparaturen an den Prüfkörpern und dem Fachwerkträger und die Applikation von Messtechnik für die Versuche an der Universität der Bundeswehr.

Literatur

[1] Borges, L. A. C.: Size Effects in the Fatigue Behaviour of Tu-bular Bridge Joints. Dissertation, École Polytechnique Fédé-rale de Lausanne (EPFL), Schweiz, 2008.

[2] Brozzetti, J., Hirt, M. A., Ryan, I., Sedlacek, G., Smith, I. F. C.: Background Documentation 9.01: Background information on fatigue design rules – Statistical evaluation – Chapter 9. Eurocode 3 Editorial Group, 1989.

[3] DIN EN 1993-1-9: Eurocode 3: Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten, Teil 1-9: Ermüdung. Berlin: Beuth Verlag 2010 (mit Nationalem Anhang DIN EN 1993-1-9/NA:2010-12).

ten (und vereinzelt auch KK-Knoten) mit relativ dickwandi-gen Gurten (γ < 12) ergibt sich zu ΔσC,HS = 104 N/mm² für eine Bezugswanddicke von 16 mm und bei Vorgabe einer Neigung von m = 3 und zu ΔσC,HS = 116 N/mm² bei Verwen-dung der natürlichen Neigung aus der Regression (vgl. Ta-belle 3). Als Versagenskriterium wurde der erste Wand-durchriss angesetzt. Die getesteten Knoten mit relativ dick-wandigen Gurten schneiden somit hinsichtlich des Ermüdungsverhaltens nicht signifikant schlechter ab als dünnwandige K- und KK-Knoten (γ ≥ 12).

Die ermittelten Ermüdungsfestigkeiten basieren vor-rangig auf Versuchen an ebenen K-Knoten. Mit Blick auf die Beanspruchung besteht nach Efthymiou [5] hinsicht-lich der Spannungskonzentrationen an den ermüdungskri-tischen Details kein großer Unterschied zwischen K- und KK-Knoten. Aus diesem Grund erscheint es vertretbar, die hier ermittelten Ermüdungsfestigkeiten auch für KK-Kno-ten zu empfehlen. Die im Rahmen des Forschungsvorha-bens stichprobenartig getesteten KK-Knoten belegen die Zulässigkeit eines solchen Vorgehens zumindest unter Gurtbelastung.

Die untersuchten K- und KK-Knoten hatten eine ein-heitliche Strebenneigung von 60° in der Strebenebene. Da die Bewertung der Versuchsergebnisse auf Basis von Struk-turspannungen erfolgte, die eine eventuelle Erhöhung oder Verringerung der Beanspruchung bei Variation der Stre-benneigung berücksichtigen, können die ermittelten Ermü-dungsfestigkeiten auch für andere Strebenneigungen als repräsentativ angesehen werden.

Die Auswertung des Trägerversuchs hat gezeigt, dass die in den Knotenversuchen ermittelten Ermüdungsfestig-keiten auch auf Tragwerke übertragbar sind. Da der Träger-versuch eine Schwingbeanspruchung mit variabler Span-nungsamplitude erfahren hatte, musste bei der Auswertung die Palmgren-Miner-Regel genutzt werden, die im vorlie-genden Fall gute Ergebnisse lieferte.

Zur Begrenzung der Streuungen aus dem Fertigungs-einfluss wurde in dem vorgestellten Forschungsvorhaben die Fertigung der Prüfkörper nur einem Stahlbauunterneh-men übertragen. Eine gemeinsame statistische Auswertung der Versuchsergebnisse aus diesem Forschungsvorhaben und von Ermüdungsversuchen an ebenen Fachwerkträgern, die von einem schweizerischen Stahlbauunternehmen her-gestellt und an der EPF Lausanne ([1], [11]) getestet wur-den, zeigt jedoch, dass die ermittelten Ermüdungsfestigkei-ten auch für die Prüfkörper aus Lausanne repräsentativ sind. Trotzdem wäre im Sinne der Verlässlichkeit der ge-fundenen Ermüdungsfestigkeiten eine stichprobenartige Überprüfung unter Einbeziehung mehrerer Stahlbauunter-nehmen zur Abdeckung der Fertigungsstreuungen begrü-ßenswert.

Der Einfluss der Dickwandigkeit auf die Ermüdungs-festigkeit (Größeneinfluss) konnte für die untersuchten K- und KK-Knoten ausschließlich als Wanddickeneinfluss mit der bestehenden CIDECT-Regel für geschweißte Rundhohl-profilverbindungen hinreichend genau erklärt werden. Ein ausgeprägter Einfluss der Gurtschlankheit (relative Dick-wandigkeit, vgl. Tabelle 1) konnte nicht festgestellt werden. Daher kann die Anwendung des Wanddickeneinflusses nach CIDECT Design Guide [15] auch für dickwandige K- und KK-Knoten im untersuchten Geometriebereich emp-fohlen werden.




15Stahlbau 84 (2015), Heft 1

len – Teil 8: Geschweißte Anschlüsse von runden und recht-eckigen Hohlprofilen unter Ermüdungsbelastung. Comité In-ternational pour le Développement et l’Etude de la Construc-tion Tubulaire (CIDECT), Köln: TÜV-Verlag 2001.

[16] Zhao, X.-L., Packer, J. A.: Recommended fatigue design procedure for welded hollow section joints. International In-stitute of Welding, Doc. No. XIII-1772-99 / XV-1021-99, 1999.

[17] Zirn, R.: Schwingfestigkeit geschweißter Rohrknoten-punkte und Rohrlaschenverbindungen. Dissertation, Univer-sität Stuttgart, 1975.

Autoren dieses Beitrages:Prof.-Dr.-Ing. Ulrike Kuhlmann, [email protected]. Mathias Euler, [email protected]ät Stuttgart, Institut für Konstruktion und EntwurfPfaffenwaldring 7, 70569 Stuttgart

Dipl.-Ing. Michael Hubmann(ehemals Universität Stuttgart)Stahlbau HubmannLeibnizstraße 9–11, 97204 Höchberg/Würzburg

Prof. Dr.-Ing. Ömer Bucak, [email protected] MünchenLabor für Stahl- und LeichtmetallbauKarlstraße 6, 80333 München

Dipl.-Ing. (FH) Andreas Fischl M. Eng., [email protected](ehemals Hochschule München)TÜV SÜD Industrie Service GmbHAbteilung Fliegende Bauten/FreizeitparksWestendstraße 199, 80686 München

Prof. Dr.-Ing. Ingbert Mangerig, [email protected]. Andreas Hess, [email protected]ät der Bundeswehr MünchenInstitut für Konstruktiven IngenieurbauWerner-Heisenberg-Weg 39, 85577 Neubiberg

Dr.-Ing. Bernd Kranz, [email protected]. (FH) Jörg Herrmann, [email protected]. (FH) Roland Zschech, [email protected]ßtechnische Lehr- und Versuchsanstalt Halle GmbHKöthener Straße 33a, 06118 Halle (Saale)

[4] Dutta, D., Mang, F., Wardenier, J.: CIDECT-Monografie Nr. 7, Teil 1: Schwingfestigkeitsverhalten geschweißter Hohlprofil-verbindungen. Comité International pour le Développement et l’Etude de la Construction Tubulaire (CIDECT). Bera-tungsstelle für Stahlverwendung, Düsseldorf, 1981.

[5] Efthymiou, M.: Development of SCF formulae and general-ized influence functions for use in fatigue analysis. In: Pro-ceedings of the Conference on Recent Developments in Tubu-lar Joints Technology. Surrey, UK, 1988, pp. 2-1 bis 2-33.

[6] Gerster, P.: Praktische Anwendungen der PIT-Technologie. Stahlbau 78 (2009), H. 9, S. 680–683.

[7] Kuhlmann, U., Euler, M.: Empfehlungen für geschweißte KK-Knoten im Straßenbrückenbau. Berichte der Bundesanstalt für Straßenwesen – Brücken- und Ingenieurbau, Heft B71, 2010.

[8] Kuhlmann, U., Bucak, Ö., Mangerig, I., Kranz, B., Euler, M., Hubmann, M., Fischl, A., Hess, A., Herrmann, J., Zschech, R.: Ermüdungsgerechte Fachwerke aus Rundhohlprofilen mit dick-wandigen Gurten – Schlussbericht Forschungsvorhaben FOSTA P815. Hrsg. Forschungsvereinigung Stahlanwendung e. V., Düsseldorf, 2014.

[9] Qian, X. D., Choo, Y. S., Liew, J. Y. R., Wardenier, J.: Static strength of thick-walled CHS X-joints subjected to brace mo-ment loadings. Journal of Structural Engineering (2007), pp. 1278–1287.

[10] Radaj, D., Sonsino, C. M.: Ermüdungsfestigkeit von Schweiß-verbindungen nach lokalen Konzepten. Fachbuchreihe Schweißtechnik Nr. 142. Düsseldorf: Verlag für Schweißen und Verwandte Verfahren 2000.

[11] Schumacher, A.: Fatigue behaviour of welded circular hol-low section joints in bridges. Dissertation, École Polytechni-que Fédérale de Lausanne (EPFL), Schweiz, 2003.

[12] Seeger, T.: Grundlagen für Betriebsfestigkeitsnachweise Stahlbau Handbuch – Teil 1B. Köln: Stahlbau-Verlagsgesell-schaft 1996.

[13] Stahl-Verbundbrücke über die A73 – 3. Preis für Bauteile und Systeme aus Stahl für das Bauen. Stahl-Innovationspreis. Dokumentation 500, S. 34–35, Stahl-Informations-Zentrum, Düsseldorf, 2009.

[14] Wingerde, A. M. van, Delft, D. R. V. van, Wardenier, J., Packer, J. A.: Scale effect on the fatigue behavior of tubular structures. Proceedings of the International Conference on Performance of Dynamically Loaded Welded Structures, IIW 50th Annual Assembly Conference. San Francisco, USA, 1997, S. 123–135.

[15] Zhao, X.-L., Herion, S., Packer, J. A., Puthli, R. S., Sed-lacek, G., Wardenier, J., Weyand, K., Wingerde, A. M. van, Yeomans, N. F.: CIDECT – Konstruieren mit Stahlhohlprofi-


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