Berechnungsverfahren für biegebeanspruchte Grouted Joints in Offshore-Windenergieanlagen

509© Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Stahlbau 83 (2014), Heft 8

Fachthemen

DOI: 10.1002/stab.201410185

Grout-Verbindungen als hybride Rohr-in-Rohr-Steckverbindungen mit hochfester Vergussbetonfuge werden vielfach in Monopile-Tragstrukturen für Offshore-Windenergieanlagen eingesetzt. Ge-genüber Grouted Joints in Jackets oder Tripods werden die Ver-bindungen in Monopiles überwiegend auf Biegung beansprucht. Etablierte Berechnungsverfahren liegen derzeit nur in begrenz-tem Umfang vor. Neben Ingenieurmodellen, die auf Grundlage der linearen Schalentheorie Spannungs- und Verzerrungszustände in der Verbindung vereinfacht approximieren, wurden in den letzten Jahren numerische Berechnungsverfahren entwickelt, die die geo-metrischen und materiellen Nichtlinearitäten biegebeanspruchter Verbindungen berücksichtigen. In diesem Beitrag werden drei Berechnungsverfahren vorgestellt, deren Detailierungsgrad an-hand von gemessenen und berechneten Bauteilverformungen und Spannungen erläutert wird.

Analysis methods for grouted joints in offshore wind energy con-verters under predominant bending. Grouted joints as hybrid tube-to-tube connections with high-strength concrete annulus are of-ten used in monopile substructures for offshore wind energy con-version systems. Compared to jackets or tripods, grouted joints in monopiles are loaded by predominant bending moments. Currently, only a limited number of design and calculation methods for the stress design are available. Besides simplified engineering models based on linear shell theory, numerical calculation methods and models have been developed in recent years. Those models include material and geometrical nonlinearities of a grouted joint under pre-dominant bending. In this paper three different analysis methods are presented, their accuracy is described by calculated and measured displacements and stresses.

1 Einleitung

Monopile-Tragstrukturen von Offshore-Windenergieanla-gen (OWEA) sind überwiegend Biegebeanspruchungen in-folge Wind- und Wellenbelastungen ausgesetzt. Zusätzlich zu extremen Beanspruchungsereignissen sind sämtliche Bauteile einer OWEA für Belastungen auszulegen, die zu Materialermüdung führen können. Dies gilt auch für die in OWEA mit Monopile-Tragstruktur eingesetzten hybriden Rohr-in-Rohr-Steckverbindungen, die so genannten Grou-ted Joints, bei denen ein Transition Piece als Adapter über den Monopile mit einer definierten Übergreifungslänge gefädelt wird (Bild 1).

Der zwischen den Stahlrohren vorhandene Zwischen-raum wird nach der Rohrpositionierung mit einem hoch-

Berechnungsverfahren für biegebeanspruchte Grouted Joints in Offshore-Windenergieanlagen

Peter SchaumannAnne Bechtel Stephan Lochte-Holtgreven Fabian Wilke

festen Vergussbeton, dem Grout, verfüllt. Im Gegensatz zu geschraubten oder geschweißten Verbindungen liegt für Grouted Joints in OWEA ein vergleichsweise geringer Kenntnisstand hinsichtlich des Trag- und Ermüdungsver-haltens vor. Vor dem Hintergrund festgestellter Schäden an Grouted Joints mit glatten Stahlrohroberflächen wurden seit 2009 experimentelle und theoretische Untersuchungen seitens der Offshore-Windindustrie durchgeführt, um kurz-fristig Antworten auf Schadensursachen zu erhalten und Lösungsstrategien für zukünftige OWEA mit Monopile-Tragstrukturen zu erarbeiten [1]. Demgegenüber forscht das Institut für Stahlbau der Leibniz Universität Hannover bereits seit 2003 auf dem Gebiet biegebeanspruchter Grou-ted Joints für OWEA mit Monopile-Gründung ([2], [3]). Die Forschungsziele waren unter anderem die Überprüfung bislang eingesetzter Bemessungsmethoden anhand von Er-gebnissen experimenteller Untersuchungen sowie die Un-tersuchung des ökonomischen Optimierungspotenzials der Verbindungen durch den Einsatz zusätzlicher Oberflä-

Bild 1. Installation des Transition Piece beim Offshore-Wind park „Dan Tysk“ (Foto: Vattenfall)Fig. 1. Transition piece installation at „Dan Tysk“ offshore wind farm

P. Schaumann/A. Bechtel/S. Lochte-Holtgreven/F. Wilke · Berechnungsverfahren für biegebeanspruchte Grouted Joints in Offshore-Windenergieanlagen

510 Stahlbau 83 (2014), Heft 8

Spannungsspitzen auftreten, die eine Rissinitiierung im Stahl begünstigen. Anderseits zeigen experimentelle Unter-suchungen von Schaumann et al. [3], dass das Grout-Ma-terial im Bereich der Schubrippen lokal zermalmt wird und dadurch Spannungsspitzen abgebaut werden. Zudem sind die Traganteile bei mehrreihig angeordneten Schub-rippen nicht gleichmäßig verteilt und der Kraft-Verfor-mungsweg einer Schubrippen ist als nichtlinear zu bewer-ten, wie Wilke in [5] beschreibt. Um das Tragverhalten von Grouted Joints zutreffend erfassen zu können, müssen daher nachfolgend genannte geometrische und materielle Nichtlinearitäten ausreichend genau im Berechnungsver-fahren berücksichtigt werden: – Ovalisierung der Stahlrohre – Ablöseprozesse in der Kontaktfuge zwischen Stahl und

Grout – Rissbildung im Grout in Umfangsrichtung – nichtlinearer Traganteil der Schubrippen – Grout-Zermalmung im Bereich der Schubrippen

Genannte Nichtlinearitäten weisen darauf hin, dass der Einsatz linearer Stabwerks- oder Schalentheorie für die Beschreibung des Tragmechanismus nicht ausreichend ge-nau ist. Zielführender erscheint daher die Anwendung nichtlinearer numerischer Berechnungsmethoden wie bei-spielsweise der Finiten-Elemente-Methode (FEM).

Unter Berücksichtigung derzeit eingesetzter Bemes-sungsmethoden aus einschlägigen Offshore-Richtlinien ge-winnt die Genauigkeit des zugrunde gelegten Berechnungs-verfahrens zusätzlich an Bedeutung. Gegenüber axial be-anspruchten Grouted Joints, bei denen ein Bauteilnachweis auf Grundlage von Ingenieurmodellen durchgeführt wird (vgl. DNV-OS-J101 [6]), erfolgt der Nachweis ausreichen-

chenprofilierungen, so genannter Schubrippen (engl. shear keys) (Bild 2). Aktuelle Forschungstätigkeiten konzentrie-ren sich auf die Untersuchung des Ermüdungsverhaltens überwiegend axial beanspruchter Grout-Verbindungen in Jackets und Tripods [4].

2 Tragmechanismus und Nachweisführung

Die Kraftübertragung äußerer Einwirkungen aus Biegung, Querkraft, Torsion und Axiallast erfolgt bei biegebean-spruchten Grouted Joints ohne Schubrippen über Kontakt-flächenpressungen und Reibung (Bild 3).

Dabei resultiert aus der Biegebeanspruchung eine in Radialrichtung wirkende Kontaktdruckspannung an den Verbindungsenden. Zusätzlich ergeben sich unter Zugrun-delegung des Coulomb‘schen Reibgesetzes aus den Kon-taktdruckspannungen reibinduzierte Schubspannungen, die in Umfangs- und Längsrichtung der Verbindung wir-ken. Die Größe der Kontakt- und Schubspannungen hängt dabei von den geometrischen und materiellen Nichtlinea-ritäten der Verbindung ab. Hierzu gehören beispielsweise biegeinduzierte Rohrovalisierungen, veränderliche effek-tive Übergreifungslängen infolge Ablöseprozessen in der Fuge Stahl und Grout, variierende Reibkontaktbedingun-gen infolge zyklischer Beanspruchungen sowie Rissbildung in der Grout-Schicht in Umfangsrichtung. Die genannten Phänomene treten auch bei Verbindungen mit Schubrip-pen auf, jedoch wird der Tragmechanismus durch die Schubrippen insofern positiv beeinflusst, als dass sich in-folge Biegung und Axiallast zwischen den gegenüberliegen-den Schubrippen Druckstrebenkräfte ausbilden. Diese führen zu einer Steigerung der vertikalen Tragfähigkeit (vgl. Bild 3). Im Vergleich zu Verbindungen ohne Schub-rippen liegen die axialen Tragfähigkeitsanteile von Schub-rippen signifikant über den Reibtragfähigkeiten glatter Stahlrohre. Deshalb werden aktuell Grouted Joints in OWEA mit Monopile-Tragstrukturen vornehmlich mit Schubrippen eingesetzt. Gleichwohl sind Schubrippen als lokale Kerben zu betrachten. Einerseits ist zu erwarten, dass durch geometrische Diskontinuitäten in den Stahlrohren

Bild 2. Schubrippen auf der Innenseite des Transition Pieces, Offshore Windpark „Dan Tysk“ (Foto: Vattenfall)Fig. 2. Shear keys at the inner surfaces of the transition pieces, offshore wind farm „Dan Tysk“

Bild 3. Tragmechanismus und Spannungsanteile (Ansicht und Schnitt)Fig. 3. Load bearing behaviour and stress components (ver-tical and horizontal section)


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s Abstand der Schubrippen untereinanderk radiale Verbindungssteifigkeitfck einaxiale Würfeldruckfestigkeit des Grouts gemessen

am 75-mm-Würfelγm Materialsicherheitsbeiwert

Hintergrundinformationen zu den empirischen Modellen können u. a. [8] entnommen werden. Auch wenn die Nach-weiskonzepte für Grouted Joints ohne und mit Schubrip-pen stark voneinander abweichen, lässt sich feststellen, dass in beiden Fällen die Spannungen auf der Einwir-kungsseite von den berechneten Kontaktdruckspannungen pnom abhängen. Die Güte des Berechnungsverfahrens hat folglich einen signifikanten Einfluss auf die Nachweisfüh-rung und Bemessung von biegebeanspruchten Grouted Joints.

3 Berechnungsverfahren

Unter Berücksichtigung der zuvor genannten Einflussfak-toren auf das Ergebnis des Berechnungsverfahrens können Kontaktdruckspannungen entweder mit der Schalentheo-rie oder der Finiten-Elemente-Methode ermittelt werden. Eine Kalibrierung des Berechnungsverfahrens auf Versuch-sergebnisse ist in jedem Fall erforderlich. Hierfür geeignete Ergebnisse finden sich in [2] bis [5] und [8].

3.1 Verfahren auf Grundlage der Schalentheorie

Gegenüber der FEM kann das in [1] entwickelte Berech-nungsverfahren auf Grundlage der Schalentheorie als ver-gleichsweise einfach eingestuft werden. Demnach können für Verbindungen mit Schubrippen die Kontaktdruckspan-nungen an den Rändern der Verbindung entsprechend Gl. (4) ermittelt werden:

(4)

p 3 M E L

E L R L 3 3 R LR

t

R

t

18 k RR

t

R

t

nom tot g

g p g2

p2

gp2

p

TP2

TP

2eff p

3 p2

p

TP2

TP

1

( )

= ⋅ π ⋅ ⋅ ⋅ ×

× ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ π + µ + ⋅ π ⋅ µ ⋅ ⋅

+ +

+ π ⋅ ⋅ ⋅ +

−

mitMtot Biegemomentµ Reibkoeffizient für Reibung zwischen Stahl und

Groutkeff lineare Federsteifigkeit der Schubrippen

Unter Beachtung der anfangs vorgestellten Nichtlinearitä-ten fällt auf, dass in dem Berechnungsansatz in Gl. (4) Grout-Materialfestigkeiten oder -steifigkeiten keinen Ein-fluss auf das Berechnungsergebnis haben. Ebenfalls blei-ben materielle Nichtlinearitäten weitestgehend unberück-sichtigt, weshalb davon ausgegangen werden muss, dass in dem Berechnungsverfahren ein lineares Materialverhalten unabhängig von der Größe der Biegebeanspruchung unter-stellt wird. Lediglich der Reibkoeffizient µ beeinflusst das Ergebnis. Des Weiteren wird den möglichen geometrischen

der Trag- und Ermüdungsfestigkeit biegebeanspruchter Grouted Joints ohne Schubrippen spannungsbasiert. Dabei werden die Spannungen infolge äußerer Einwirkungen in Analogie zu bekannten Nachweismethoden für Stahl und Beton getrennt für die Materialien Stahl und Grout auf ein ertragbares Spannungsniveau begrenzt. So wird beispiels-weise in [6] für Grouted Joints ohne Schubrippen im Grenzzustand der Tragfähigkeit die aus der Kontaktdruck-spannung pnom resultierende Querzugspannung σt auf den Bemessungswert der einaxialen in-situ-Grout-Zugfestigkeit (ftn/γm) bzw. für Grouted Joints mit Schubrippen eine ma-ximale Kontaktdruckspannung von pnom ≤ 1,5 N/mm² li-mitiert (s. Gl. (1), [1] und [6]).

(1)pf

und p 1,5 Nmmt nom

tn

mnom 2( )σ ≤

γ≤

Zeitlich variierende Einflüsse, wie beispielsweise veränder-liche Reibbedingungen, sind bei der Spannungsberechnung unbedingt zu berücksichtigen. Zudem zeigt das in Gl. (1) dargestellte Nachweiskonzept, dass gegenüber [7] die Grout-Rissbildung im Grenzzustand der Tragfähigkeit zu-gelassen ist. Gleichwohl ist das dargestellte Niveau der er-tragbaren Zugspannung als gering einzustufen. In diesem Zusammenhang sei angemerkt, dass − sofern der Nachweis nach Gl. (1) nicht eingehalten sein sollte − lediglich die Vergrößerung der Übergreifungslänge zum gewünschten Ergebnis führt. Abweichend zu Grouted Joints ohne Schub-rippen wird derzeit bei Verbindungen mit Schubrippen ein Konzept vorgeschlagen, bei dem der Nachweis ausreichen-der Tragfähigkeit sowohl spannungsbasiert als auch auf Grundlage von Ingenieurmodellen erfolgt. Mit Verweis auf [1] ist zunächst festzustellen, dass auf der Einwirkungsseite aus der berechneten Kontaktdruckspannung pnom ein Traglastanteil pro Schubrippe FV,Shk auf Grundlage der Schalentheorie spannungsbasiert ermittelt wird (s. Gl. (2)):

(2)F6 p k

E

R

L

R

t

R

tP

2 RV,Shknom eff p

g

p2

p

TP2

TP p

=⋅ ⋅

⋅ ⋅ +

+⋅ π ⋅

mitkeff lineare Federsteifigkeit der SchubrippenR Radius vom Monopile (p) bzw. Transition Piece (TP)Lg ÜbergreifungslängeE Elastizitätsmodul von Stahlt StahlrohrdickeP Axiallast

Demgegenüber wird auf der Widerstandsseite die Tragfä-higkeit pro Schubrippe FV cap,d mittels empirischer Mo-delle basierend auf Versuchsdaten berechnet (s. Gl. (3)):

(3)F

800D

140 hs

k f s

V cap,d

p

0,80,6

ck0,3

m

=

+

⋅ ⋅

⋅

γ

mitDp Durchmesser des innenliegenden Monopilesh Schubrippenhöhe



Nichtlinearitäten durch den Ansatz einer lastunabhängi-gen Übergreifungslänge nicht Rechnung getragen. So ha-ben Einflüsse verkürzter effektiver Übergreifungslängen infolge Rohrovalisierung oder Aufklaffen der Verbindun-gen keinen Einfluss auf die Größe der Kontaktdruckspan-nungen an den Rändern.

3.2 Numerisch gestützte Berechnungsverfahren

Gegenüber dem Verfahren auf Grundlage der Schalentheo-rie lassen sich geometrische und materielle Nichtlinearitä-ten zutreffend mit der Methode der Finiten Elemente be-schreiben. Basierend auf experimentellen und numerischen Untersuchungen an biegebeanspruchten Grouted Joints am Institut für Stahlbau, Leibniz Universität Hannover konnte unter anderem in [5] und [8] gezeigt werden, dass die mit der FEM an kalibrierten Modellen berechneten Verformungen und Verzerrungen mit den Messergebnissen sehr gut übereinstimmen.

Sowohl in [5] als auch in [8] werden die Stahlrohre und die Grout-Schicht des Grouted Joints als räumliche volume-trische Strukturelemente abgebildet. Materialeigenschaften und -versagenszustände können durch geeignete Material-modelle für Stahl und Grout bei der Spannungsberechnung direkt berücksichtigt werden. Die Reibbedingungen in den Kontaktfugen zwischen Monopile und Grout-Schicht als auch zwischen Grout-Schicht und Transition Piece werden über Flächenkontaktelemente unter Ansatz des Reibgeset-zes nach Coulomb abgebildet. Die Kombination aus volu-metrischen Strukturelementen und Kontaktbedingungen erfassen die maßgeblichen geometrischen Nichtlinearitäten

biegebeanspruchter Grouted Joints. In Bild 4 sind die von [5] bzw. von [8] vorgeschlagenen Modelle für die Berech-nung biegebeanspruchter Grouted Joints gezeigt. In beiden Modellen erfolgt der Lastabtrag entsprechend dem in Bild 3 dargestellten Tragmechanismus über Kontaktdruckspan-nungen und kontaktinduzierte Reibspannungen an den Ver-bindungsenden sowie über die Shear Keys.

Unterschiede der Berechnungsverfahren von [5] und [8] liegen in der Modellierung der Schubrippen vor. In [5] wird vorgeschlagen, den Traganteil der Schubrippen über nichtli-neare Federn im numerischen Modell abzubilden (s. Bild 4 oben). Zugrundezulegende Federkennlinien wurden in [5] mittels Reverse Engineering abgeleitet. Hierfür wurden zu-nächst Schubrippengeometrien digital vermessen und an-schließend für die gemessenen Geometrien das Abscher-verhalten berechnet (Bild 5).

Die nichtlineare Federkennlinie einer Schubrippe ent-spricht dabei dem berechneten Kraft-Verschiebungs-Dia-gramm (s. Bild 5). Vor dem Hintergrund dominierender Ermüdungsbeanspruchungen bei biegebeanspruchten Grouted Joints von OWEA wird in [8] vorgeschlagen, die Schubrippen im numerischen Modell ebenfalls durch volu-metrische Strukturelemente abzubilden (s. Bild 4 unten). Dadurch kann die Kerbwirkung der Schubrippen ebenfalls erfasst werden. Hierfür ist die Verwendung eines nume-risch stabilen Materialmodells für Grout erforderlich, wel-ches in [8] auf Grundlage des Materialmodells nach Otto-sen für den Grenzzustand der Ermüdung hergeleitet wurde. Dies erfolgte durch die Kopplung des Ottosen-Mo-dells mit einaxialen Wöhlerlinien für hochfeste Betone nach Lohaus et al. [9] (s. Gl. (5) und Bild 6).

F I , J , AJ

f

J

fB

I

f1 01 2

fat 2

c2

fat 2

c

fat 1

c( ) ( ) ( )( )θ,Ν = κ ⋅ + λ κ ⋅ + κ ⋅ − =

(5)

Bild 4. Schubrippenmodelle für Grouted Joints nach [5] (oben) und [8] (unten)Fig. 4. Shear key models for grouted joints according to [5] (top) and [8] (bottom)

Bild 5. Hauptzugspannung σ1 und Kraft-Verschiebungs- Diagramm für Schubrippen nach [5]Fig. 5. Principal stress σ1 and load-displacement-curve for shear keys acc. to [5]



mitA, λ und B Materialparameter, die mittels der Schädi-

gungsvariablen κfat an den Schädigungszu-stand zum Zeitpunkt der Lastwechselzahl N angepasst werden

fc einaxiale DruckfestigkeitJ2 zweite Invariante des SpannungsdeviatorsI1 erste Invariante des Spannungstensors

Für die Hintergründe zur Herleitung des Modells sei an dieser Stelle auf [8] verwiesen.

Mit dem neu entwickelten Modell können lokale Grout-Zermalmungseffekte im Bereich der Schubrippen zutreffend beschrieben werden. Schädigungsberechnungen unter Berücksichtigung fortschreitender Degradation sind ebenfalls möglich.

4 Vorstellung ausgewählter Ergebnisse

Entsprechend DNV-OS-J101 [6] sind Berechnungsverfah-ren für Grouted Joints anhand von Ergebnissen experimen-teller Untersuchungen zu kalibrieren. Geeignete Mess-ergebnisse für die in Bild 7 dargestellte Verbindung finden sich beispielsweise in [3], [5] oder [8]. Untersuchte Schub-

rippengeometrien und Materialparameter sind in den Ta-bellen 1 und 2 zusammengefasst.

Mittels dem Ansatz nach [1] kann nun die Anzahl der erforderlichen Schubrippen für die gegebene Geometrie ermittelt werden. Exemplarisch sind in Bild 8 für den Grenzzustand der Tragfähigkeit die Ausnutzungsgrade für den Versagenszustand der Schubrippentragfähigkeit (Gln. (2) und (3)) und den der zulässigen Kontaktdruck-spannung (Gl. (1)) dargestellt.

Für die vorgestellte Referenzgeometrie kann festge-stellt werden, dass das Versagen der Schubrippentragfähig-keit maßgebend wird und mindestens sechs effektive Schub-rippenpaare, also insgesamt sieben Schubrippen auf Pile und Sleeve, erforderlich sind. Demgegenüber ist der Nach-weis zur Begrenzung der Kontaktdruckspannung von un-tergeordneter Bedeutung. Aussagen zum lokalen Dehnungs- und Verformungsverhalten der Verbindung sind nicht mög-lich. Dies ist mit dem Verfahren nach [5] möglich. So wird darin für die vorgestellte Verbindung gezeigt, dass bei

Bild 6. Grout-Versagensfläche unter dreidimensionalen Ermüdungsbeanspruchungen in der Rendulic-Ebene für Sc,min = 0 nach [8] Fig. 6. Grout failure surface under three-dimensional fatigue stresses in the Rendulic-plane for Sc,min = 0 acc. to [8]

Bild 7. Versuchsaufbau und Prüfkörpergeometrien nach [3]Fig. 7. Test setup and geometries acc. to [3]

Schubrippen-abstand

Schubrippen-höhe

Schubrippen-weite

effektive Schubrippen-anzahl

s = 60 mm h = 3 mm w = 6 mm n = 6 Stück

Tabelle 1. Schubrippengeometrie der Referenzverbindung nach [3]Table 1. Shear key geometry of the reference connection acc. to [3]

Tabelle 2. Materialien und Belastungen nach [3]Table 2. Material properties and loading conditions acc. to [3]

E-Modul Stahl Es 210 000 N/mm2

E-Modul Grout Eg 53 000 N/mm2

Druckfestigkeit fck 107 N/mm2

Reibkoeffizient µ 0,4

Biegemoment Mtot 480 kNm (entspricht 50-Jahreswelle)



Ansatz nichtlinearer Federelemente die globalen Längs-spannungszustände auf der Biegedruck- und -zugseite der Stahlrohre sehr gut approximiert werden können. In Bild 9 links sind die berechneten Stahlrohrlängsspannungen den Messwerten gegenübergestellt. Trotz lokaler Kerben im Be-reich der Schubrippen liefert das Berechnungskonzept nach [5] sehr gute Übereinstimmungen zu den Ergebnissen der experimentellen Untersuchungen. Eine zuverlässige Berechnung der Stahlspannungszustände ist somit mög-lich. Da die zugrundegelegte Biegebeanspruchung einen Zustand im Grenzzustand der Tragfähigkeit repräsentiert und für den dargestellten Fall die Streckgrenze in keinem Fall erreicht wird, kann zudem unterstellt werden, dass das Berechnungskonzept nach [5] auch für den Grenzzustand der Ermüdung der Stahlbauteile hervorragend geeignet ist.

Dennoch können zunächst aus den berechneten Stahl-längsspannungen keine Rückschlüsse auf lokale Grout-Spannungen und mögliche Ermüdungsrisse gezogen wer-den. Hierfür wurden in [8] mit dem entwickelten Material-modell aus Gl. (5) lokale Grout-Schädigungsberechnungen mittels Submodell-Technik durchgeführt. Der Vergleich be-rechneter Rissflanken infolge Ermüdung mit tatsächlich aufgetretenen Rissflanken in experimentell untersuchten Grout-Verbindungen zeigt, dass die Ergebnisse des Berech-nungsmodells mit diskreten Schubrippen gut mit den Ver-suchsergebnissen übereinstimmen. Sowohl die Lage der Rissinitiierung in der Grout-Verbindung als auch die Riss-flanken-Neigung werden dabei sehr gut approximiert (s. Bild 9 rechts).

Zusammenfassend lässt sich feststellen, dass mit dem Modell nach [5] Grout-Verbindungen zuverlässig dimensi-oniert werden können. Bei Detailuntersuchungen liefert die Anwendung von höherwertigen Berechnungskonzep-ten in Kombination mit diskreten Schubrippengeometrien nach [8] zutreffende lokale Spannungszustände. So kön-nen beispielweise Resttragfähigkeitsuntersuchungen im Rahmen von Begutachtungen oder Zertifizierungen durch-geführt werden.

5 Ergebnisse

Die eingangs erwähnten geometrischen und materiellen Nichtlinearitäten haben signifikanten Einfluss auf das Be-rechnungsergebnis. Dabei zeigt sich, dass das zugrunde gelegte Modell im Berechnungsverfahren auf Grundlage der Schalentheorie erheblich vom tatsächlichen Trag- und Verformungsverhalten biegebeanspruchter Grouted Joints in OWEA abweicht und vorhandene Nichtlinearitäten weitestgehend unberücksichtigt bleiben (s. Tabelle 3).

Für eine ökonomische Bemessung erscheint das Verfah-ren nach [1] eher ungeeignet. Gleichwohl kann es für Vorbe-messungen und beispielsweise für die Abschätzung der Anzahl erforderlicher Schubrippen oder die Ermittlung der erforderlichen Übergreifungslänge gut eingesetzt wer-den. Als besser geeignet sind Berechnungsverfahren zu be-werten, die die Spannung mit volumetrischen Strukturele-

Bild 9. Berechnete und gemessene Stahllängsspannungen (links) und lokale Rissbilder (rechts) nach [5] und [8]Fig. 9. Calculated and measured longitudinal steel stresses (left) and local cracks (right) acc. to [5] and [8]

Bild 8. Erforderliche Schubrippenanzahlen in Abhängigkeit der Schubrippentragfähigkeit und der Kontaktdruckspan-nungFig. 8. Required shear keys in relation to shear key capacity and contact pressure



menten auf Grundlage der Finiten-Elemente-Methode be-rechnen. Hierbei zeigt sich, dass mit dem Verfahren aus [5] die nichtlinearen Traganteile über Federsteifigkeiten be-rücksichtigt werden können. Gleichzeitig wird die Anzahl der Freiheitsgrade des numerischen Modells optimiert. Gleichwohl lassen sich mit dem Modell lokale Grout-Zer-malmungsprozesse und lokale Stahlspannungsspitzen nur approximieren. Aussagen zum Degradationsfortschritt un-ter zyklischer Beanspruchung sind nur durch wiederholte Berechnungen mit angepassten Federsteifigkeiten möglich. Für eine ökonomische Bemessung biegebeanspruchter Grouted Joints ist das Verfahren aus [5] dennoch sehr gut geeignet, da lokale Grout-Degradationen nur von geringer Relevanz für das Tragverhalten der Verbindung sind. Auch wenn das Verfahren aus [8] den höchsten Detailgenauig-keitsgrad besitzt und auf jedes Material und jede Geome-trie angepasst werden kann, reagiert dieses Verfahren ge-genüber dem von [5] sensitiv auf geometrische Diskontinu-itäten und erfordert große Rechnerkapazitäten. Vor diesem Hintergrund ist das Verfahren nach [8] derzeit insbeson-dere für vertiefte Untersuchungen beispielsweise im Rah-men der Zertifizierung und Begutachtung biegebeanspruch-ter Grouted Joints geeignet.

Danksagung

Die Autoren bedanken sich beim Niedersächsischen Minis-terium für Wissenschaft und Kultur (MWK) sowie beim Bun-deministerium für Umwelt, Naturschutz und Reaktorsicher-heit (BMU) für die finanzielle Unterstützung der Forschungs-vorhaben „MWK – Lebensdauerprognose für Tragstrukturen (Forschungszentrum Windenergie – Teilprojekt 5)“ und „BMU-GROW“ (Fkz. 0327585) sowie „BMU-GROWup (Fkz. 0325290).

Literatur

[1] Lotsberg, I., Bertnes, H., Lervik, A.: Joint Industry Project - Capacity of Cylindrical Shaped Grouted Connections with Shear Keys. Technical Report No. 2011–1415, Rev. No. 05, Det Norske Veritas, Høvik, Norwegen, März 2012 (unver-öffentlicht).

[2] Schaumann, P., Lochte-Holtgreven, S., Wilke, F.: Bending Tests on Grouted Joints for Monopile Support Structures. Pro-ceedings of the 10th German Wind Energy Conference- DEWEK 2010, Bremen, 2010.

[3] Schaumann, P. et al.: Experimentelle und numerische Unter-suchungen zum Tragverhalten von Grout-Strukturen in OWEA (GROW). Abschlussbericht zum BMU-Forschungs-vor haben, FKZ: 0327585, Hannover, 2011.

[4] Schaumann, P., Bechtel, A., Lochte-Holtgreven, S.: Grouted joints for offshore wind turbine jackets under full reversal axially loading conditions. In: Proceedings of the International Offshore and Polar Engineering Conference – ISOPE 2013, Anchorage, United States, 2013.

[5] Wilke, F.: Load Bearing Behaviour of Grouted Joints Sub-jected to Predominant Bending. Band 31, Schriftenreihe des Instituts für Stahlbau der Gottfried Wilhelm Leibniz Univer-sität Hannover, Hannover, 2014.

[6] DNV-OS-J101: Offshore Standard: Design of Offshore Wind Turbine Structures. Det Norske Veritas, Høvik, Norwegen, November, 2013.

[7] DIN EN 1992-1-1: Eurocode 2: Bemessung und Konstruk-tion von Stahlbeton- und Spannbetonbauteilen – Teil 1-1: All-gemeine Bemessungsregeln für den Hochbau. Normenaus-schuss Bauwesen (NABau) im DIN, Deutsches Institut für Normung. Berlin: Beuth Verlag GmbH, Januar 2011.

[8] Lochte-Holtgreven, S.: Zum Trag- und Ermüdungsverhalten biegebeanspruchter Grouted Joints in Offshore-Windener-gieanlagen. Band 29, Schriftenreihe des Instituts für Stahlbau der Gottfried Wilhelm Leibniz Universität Hannover, Han-nover, 2013.

[9] Lohaus, L., Wefer, M., Oneschkow, N.: Ermüdungsbemes-sungsmodell für normal-, hoch- und ultrahochfeste Betone. Beton- und Stahlbetonbau 106 (2011), Heft 12, S. 836–846.

Autoren dieses Beitrages:Prof. Dr.-Ing. Peter Schaumann, [email protected],Dipl.-Ing. Anne Bechtel, [email protected],Institut für Stahlbau, Leibniz Universität Hannover,Appelstraße 9A,30169 Hannover

Dr.-Ing. Stephan Lochte-Holtgrevengrbv Ingenieure im Bauwesen GmbH & Co. KG,Expo Plaza 10,30539 Hannover,[email protected]

Dr.-Ing. Fabian WilkeRWE Offshore Logistics Company GmbH,Überseering 34,22297 Hamburg,[email protected]

Tabelle 3. Vergleich der vorgestellten BerechnungsverfahrenTable 3. Comparison of presented calculation methods

Verfahren 1 nach [1] Verfahren 2 nach [5] Verfahren 3 nach [8]

Theorie Schalentheorie FEM FEM

Schubrippen lineare Federelemente nichtlineare Federelemente diskret

Reibung ü ü ü

Ablöseprozesse û ü ü

Rohrovalisierung û ü ü

Grout-Rissbildung û ü ü

Grout-Zermalmung û (ü) ü

Verwendung für Vorbemessung Bemessung Begutachtung/Zertifizierung

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