Stahlbau 01/2016 free sample copy

Stahlbau

– Zerstörungsfreie Bestimmung von Spannungszuständen in Stahlbauten– Einfl uss von Knotenblechanschlüssen auf das Tragverhalten

druckbelasteter Fachwerkstäbe– Ein hochlagenorientiertes und duktilitätsgesteuertes Stahlgütewahl-

konzept– Bemessung vorwiegend ruhend beanspruchter Schweißverbindungen

von Aluminiumtragwerken– Tragwerksentwurf der Skulptur “le chemin de l’eau” in Paris – Pegasus and Dragon – Die größte Pferdestatue der Welt aus Bronze– Das Teleskop-Verfahren des russischen Ingenieurs V. G. Šuchov

85. JahrgangJanuar 2016ISSN 0038-9145A 6449

1

Mit Geometrieprinzipien zu Transparenz und Leichtigkeit

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Ernst & Sohn

Verlag für Architektur und technische

Wissenschaften GmbH & Co. KG

Hans Schober

Transparente Schalen

Form, Topologie, Tragwerk

2015. ca. 272 S.

ca. € 79,–*

ISBN 978-3-433-03120-9

Auch als erhältlich

Buchempfehlungen:

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Zeitschrift Stahlbau

„Dieses Buch beschreibt eine spezielle, aber wunderschöne Bau-konstruktion: die gläserne Netzkuppel für weitgespannte, dop-peltgekrümmte verglaste Dächer mit minimalem Konstruktions-gewicht und geistreichen Details. Die Beschreibung erfasst – mit Fleiß und Können – die ganze Breite, von den Netzkuppeln mit ebenen Viereckmaschen bis zu den frei geformten Kuppeln und deren geometrische, statische und konstruktive Optimierung, be-legt durch viele Beispiele aus der Praxis des Verfassers. […]“aus dem Geleitwort von Jörg Schlaich

Das vorliegende Buch ist die erste umfassende und lehrreiche Darstellung von Entwurf, Konstruktion und Berechnung filig-raner, doppeltgekrümmter, weitgespannter verglaster Schalen. Anschaulich und leicht nachvollziehbar werden die Geomet-rieprinzipien zum Entwurf der Schalentragwerke erläutert, die mit Modulen von handelsüblichen CAD-Programmen leicht anzuwenden sind. Es wird gezeigt, wie fließende und homo-gene Strukturen für nahezu beliebige Formen erzeugt werden können, insbesondere Stabstrukturen aus ebenen Vierecken, die sich für die Verglasung mit ebenen Scheiben eignen. An-hand von ausgeführten Beispielen werden die neuesten Metho-den der Formfindungsberechnung und Optimierung durch die komplexe Interaktion von Statik, Form und Topologie praxisnah erklärt. Im Ergebnis stehen geistreiche Netzkonstruktionen mit minimalem Gewicht.

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Inhalt

Stahlbau1

Fachthemen

1 Christian Fox, Markus Doktor, Eckhardt Schneider, Wolfgang Kurz Bewertung von Stahlbauwerken durch zerstörungsfreie Bestimmung

von Spannungszuständen Wirtschaftliche Tragfähigkeitsnachweise ohne aufwendige Probebelastungen

16 Jörg Lange, Tobias Abel Zum Einfl uss von Knotenblechanschlüssen auf das Tragverhalten

von druckbelasteten Fachwerkstäben

25 Björn Eichler, Markus Feldmann Ein hochlagenorientiertes und duktilitätsgesteuertes Stahlgütewahlkonzept

37 Helmut Saal, Reinhold Gitter, Andreas Fellhauer Die Bemessung vorwiegend ruhend beanspruchter Schweißverbindungen

von Aluminiumtragwerken nach DIN EN 1999-1-1

52 Stella Avgerinou, Kostas Adamakos, Ioannis Vayas Stahl in der Bildhauerei – Tragwerksentwurf der Skulptur “le chemin de l’eau”

in Paris

Berichte

59 Alessio Andrich mit einer Einführung von Rainer Graefe Das Teleskop-Verfahren des russischen Ingenieurs V. G. Šuchov

65 Nicola Borgmann Pegasus & Dragon – Die größte Pferdestatue der Welt aus Bronze

71 Günter Seidl Internationaler Workshop in Berlin „Verbunddübel in Forschung und Praxis“

Rubriken

15 Firmen und Verbände (s. a. S. 70, 73)24 Aktuell (s. a. S. 77)75 Persönliches75 Rezensionen76 Dissertationen80 Termine Stellenmarkt

Produkte & Objekte

A4 Zum TitelA6 GebäudehüllenA10 Stahlhochbau und -verbundbauA14 Aktuell

85. JahrgangJanuar 2016, Heft 1ISSN 0038-9145 (print)ISSN 1437-1049 (online)

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http://wileyonlinelibrary.com/journal/stab

Peer-reviewed journalStahlbau ist ab Jahrgang 2007 bei Thomson Reuters Web of Knowledge(ISI Web of Science) akkreditiert

Impact-Faktor 2014: 0,252

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Eine Revolution im Stahlträgerbau präsentiert der österreichische Stahl- und Maschinen-baubetrieb „Zeman Bauelemente Produktionsg.m.b.H.“: die jüngste Generation der vollauto-matischen Stahlträger Assemblier- und Schweißanlage. Der SBA (Steel Beam Assembler) ist zukunftsweisend und wird den modernen Stahlbau in Qualität und Effizienz revolutionie-ren. Manuelle Schweißarbeit wird durch automatisierte Robotertechnik und ausgeklügeltes Softwaredesign weitgehend ersetzt. Der SBA ist das Ergebnis höchster Ingenieurskunst und konnte seine Funktionalität bereits bei zahlreichen Stahlbaubetrieben weltweit unter Beweis stellen. Seit der Gründung im Jahre 1965 entwickelte „Zeman“ Maschinen und An lagen, welche den Produktionsabläufen sowie auch der Architektur im Stahlbau zu maßgeblichen Fortschritten verhalfen. (Foto: Zeman, Bericht siehe Seite A4–A6)

A4 Stahlbau 85 (2016), Heft 1

Zum Titel

Revolution im StahlträgerbauZeman, ein österreichisches Stahl- und Maschinenbauunter-nehmen, hat eine vollautomatische Fertigungsstraße für prak-tisch jede beliebige Art von Stahlträgern mit Anbauteilen ent-wickelt. Auf dem einen Ende landen die einzelnen Kompo-nenten auf einem Fließband, auf dem anderen Ende kommt innerhalb vergleichsweise kurzer Zeit ein perfekt zusammen-gebauter Stahlträger heraus

Die Zeman Bauelemente Produktionsgesellschaft räumt mit der Vergangenheit auf, und zwar gründlich. Egal ob Walzprofile, ge-schweißte oder Wellstegträger – für gewöhnlich verarbeiten Stahlbauer ihre Stahlträger ausnahmslos manuell. Das bezieht sich auf den Zusammenbau eines Konstruktionselements durch Anschweißen von Kopf-, Fußplatten, Anschlusslaschen oder Ver-steifungen, die aus statischen und konstruktiven Gründen not-wendig notwendig sind. Daraus ergeben sich mehrere Nachteile: In den westlichen Ländern ist diese traditionelle Arbeitsweise kaum mehr wirtschaftlich zu bewerkstelligen. Immer mehr Be-triebe haben ihre Produktion daher in Niedriglohnländer verla-gert. Probleme mit der technischen Abwicklung, beim Einhalten von Lieferterminen oder der Qualitätskontrolle haben die Kos-tenvorteile zum Teil wieder zunichte gemacht. Mit dem Ergeb-nis, dass die Stahlbauer im Westen gegenüber der Konkurrenz im Osten zunehmend Boden verloren haben. Letztere hatte da-für mit dem Problem zu kämpfen, dass ständig qualifiziertes Per-sonal fehlt und die geforderten Qualitätsstandards oft nicht ein-gehalten werden können. Zahlreiche Stahlbauer haben bereits auf die Technologie von Zeman gesetzt, welche diese Nachteile beseitigt.

Ohne einen einzigen HandgriffEigentlich klingt es fast zu schön, um wahr zu sein: Der Steel Beam Assembler (SBA) erledigt die komplette Herstellung eines Stahlträgers, ohne dass dazu ein einziger Handgriff notwendig ist. Vielmehr setzen computergesteuerte Roboter die CAD-Pläne 1 : 1 um – ohne Fehler und in einem Bruchteil der Zeit, die sonst dafür benötigt wird. Den Anfang macht ein besonders leistungs-fähiger Scanner, der alle Anbauteile, willkürlich auf den Förder- bzw. stationären Tisch gelegt, nach Position, Stärke, Lochbild und Kontur vermisst und die Ist-Abmessungen mit den in den CAD-Plänen gespeicherten Solldaten vergleicht. Damit wird si-chergestellt, dass die angegebenen Toleranzen eingehalten wer-den. All diese Daten gibt der Scanner in Echtzeit an den Positio-nierroboter weiter. Dessen Aufgabe ist es nun, die Teile einzeln aufzunehmen und auf dem Stahlträger richtig zu platzieren. Er besitzt verschiedene Magnetgreifer, mit denen er die unter-schiedlich großen und unterschiedlich schweren Anbauteile (bis 200 kg) sicher aufnehmen kann. Verkehrt liegende Teile werden automatisch auf einer Haltevorrichtung am Robotertisch kurz

abgelegt, um sie dann in der korrekten Ausrichtung wieder auf-zunehmen. Der Positionierroboter erledigt diese Aufgaben eben-falls wesentlich schneller und genauer als dies ein Mensch ma-chen könnte. Langwierige Messarbeiten und das vergleichsweise umständliche manuelle Anbringen der Anbauteile entfallen. Das maßgenaue Positionieren und lagerichtige Verbauen funktio-niert auch bei jenen Teilen einwandfrei, die schräg angeordnet werden. Das Anbringen von Winkel, Knaggen und Rah-menecken auf alle Walzträgerarten, Blechträger, Formrohre, C-Profile, SIN- beams (Wellstegträger) und sogar konische Träger ist möglich. Eine automatische Vorwärmeinrichtung verhindert Spannungsrisse beim Anbringen dicker Anbauteile mit großen Schweißnähten.

Perfekt an Bedürfnisse eines Stahlbauers angepasstSind die Platten am Stahlträger richtig platziert, tritt einer der beiden Schweißroboter auf den Plan: Er heftet sie in der Reihen-folge, wie sie der Positionierroboter vorgibt, am Hauptträger an. Wenn aus Kapazitätsgründen eine höhere Leistung verlangt wird, kann die Fertigungsstraße in zwei Linien betrieben wer-den. Während auf einer Linie das Werkstück einfach oder auch mehrlagig verschweißt wird, kann der Positionierroboter auf der anderen Linie weiter arbeiten. Die Schweißroboter sind ebenfalls mit allen notwendigen Werkzeugen ausgerüstet: Schweißbren-ner, Plasma-Schneidgerät und Lasermesssystem. Der Wechsel auf das jeweils benötigte Werkzeug erfolgt gleichfalls vollauto-matisch. Die Schweißroboter sind auf einer gemeinsamen Längsfahrbahn montiert, können aber einzeln gesteuert werden. Mit dem Plasma-Schneidgerät können die Roboter Kanten für großvolumige Schweißnähte bearbeiten sowie Stegdurchbrüche und Ausklinkungen an den Trägern machen. Ist der Stahlträger fertig, kommt er über die Entladevorrichtung aus der Anlage he-raus. Die innovative Technik, gepaart mit unschlagbaren Vorteilen, ist das Ergebnis jahrelanger Arbeit und Forschung. Seit 2012 kommt die Produktionsanlage bei Zeman im Stahlbau zum täglichen Einsatz. Durch die aktive Nutzung der Anlage, konnte diese im Laufe der Zeit in ihrer Effizienz verbessert und perfekt an die Bedürfnisse eines Stahlbauers angepasst werden.

Herzstück der AnlageDas Herzstück der Anlage ist ein mittlerweile vollkommen stabi-les und ausgereiftes Steuerprogramm namens „Pro-FIT“. Diese ist kompatibel mit jeder gängigen CAD Software (Tekla, BO-CAD, Advance Steel, Strucad etc.) und besteht aus mehreren Modulen, die ineinander übergreifen. Die Module teilen die Ar-Bild 1. SBA Compact+, Cullen Steel in Australien

Bild 2. Profile und Anbauteile

Zum Titel

beit sinnvoll zwischen Anlagensteuerung und Robotern auf. Eines der Module ist eine umfangreiche Datenbank. Hier fin-det man die „gesammelten Werke“ rund ums Zusammenbauen von Stahlträgern und alle Parameter für die Produktion. Alle Erfahrungen, die ZEMAN als Stahl-bauer im Laufe seines mittlerweile 50zig-jährigen Bestehens machen konnte, wur-den in diese Datenbank aufgenommen. Die fast einzigartige Kombination aus Stahl-und Maschinenbauer qualifiziert ZEMAN als traditio nellen Fami-lienbetrieb eine vollautomatisierte Ma-schine unter genauer Beachtung aller Ge-gebenheiten im konstruktiven Stahlbau zu entwickeln. Das sind die Eckpfeiler, welche für den Erfolg dieser Anlage maß-geblich sind.Bei der Hardware war der Entwicklungs-aufwand ebenfalls groß. Höchste Präzision und einwandfreie Funktion werden durch den Einsatz von Komponenten namhafter europäischer Hersteller ge währleistet. Das beginnt schon bei den Einlauftischen, wel-che mit einer maximal zulässigen Toleranz von nur ±0,5 mm auf einer Länge von 30 m arbeiten. In zahlreichen Testreihen wurde schließlich ein System gefunden, das allen geforderten Ansprüchen gerecht wird. Der wichtigste Hardware-Entwickler war aber die ABB Robotics. Sie zeichnet – wie der Firmenname schon nahelegt – für die eingesetzten Roboter verantwortlich. In 2015 wurde die erfolgreiche Zusam-menarbeit mit ZEMAN ausdrücklich un-ter Beweis gestellt. Am 29. Juni 2015 wurde im Museum für Wissenschaft und Technologie “Leonardo da Vinci“ in Mai-land der diesjährige Preis für den inno-vativsten ABB-Partner an die Firma ZEMAN übergeben. Keine Kompromisse gibt es auch bei der Schweißtechnik, die von FRONIUS kommt und bei allen Linearführungen, produziert von der Schweizer Firma GÜDEL.

Modulares KonzeptIm Laufe der langjährigen Entwicklungs-arbeit hat ZEMAN ein modulares Kon-zept für unterschiedlichste Varianten von Stahlträgerassemblieranlagen (SBA Com-pact, Conti und die Schweißzelle Eco) entwickelt. Alle Konzepte, von der SBA compact Variante beginnend, gekenn-zeichnet durch geringen Platzbedarf und ideal geeignet für den automatisierten Zu-sammenbau und Ausschweißen von Kon-struktionen, bis hin zur doppelseitigen Anlage mit 4 Schweißroboter, können modular bestellt und nachträglich erwei-tert werden. Das bietet Stahlbauern mit unterschiedlichem Produktionsvolumen den unkom plizierten Einstieg in die auto-matisierte Industrie und Zukunft des Stahlbaus. Zwölf im Vollbetrieb befindliche SBA Anlagen in verschiedensten Ländern der Welt (auch Deutschland) unterstrei-chen die Marktreife, die große Nach- frage und Produktivität dieser Techno-logie.

1. Die Vorteile auf einen Blick: – Entfall des manuellen Messens und An-reißens

– Automatische Erkennung der Anbau-teilposition

– Keine Stehzeiten durch gleichzeitiges Arbeiten der Roboter

– Automatisches Ein- und Ausfahren der Träger

– Minimierung des Personaleinsatz – Fachkräftemangel kein Problem durch Einsatz von SBA

– Projektbezogene Speicherung von Erfahrungswerten für zukünftige Nut-zung

– Kürzere Produktionszeiten ermöglichen Einsparungen bei gleichzeitiger Kapazi-tätssteigerung

– Konstante und hohe Qualität der bear-beiteten Träger

Bild 3. Pro-FIT Software

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Zum Titel / Gebäudehüllen

7 m lange Glasschwerter für maximale Transparenz auf 681 m2

Das Brookfield Place von Architekt César Pelli (Pelli Clarke Pelli Architects) steht zentral in New York City, westlich des Freedom Towers. Die Shopping-Mall hat sich schnell als ein Dreh- und Angelpunkt für Mode, Kultur und Kulinarisches etabliert. Architektonisch zeichnet sie sich durch ihre hohe Transparenz aus: Süd- und Nordfassade, die Haupterschlie-ßungsfronten, sind als Ganzglasfassade ausgeführt. Der Clou: Selbst die Tragkonstruktion besteht aus Glas, die Scheiben in den bis zu 17 m hohen und 27 m breiten Fassaden sind an hochtragfähigen Glasschwertern (sedak, Gersthofen) mon-tiert. Über diese bis zu sieben Meter langen Laminate aus drei mal zwölf Millimeter Glas wird die gesamte Last der Fassade abgeleitet. Diese Konstruktion eröffnet Planern neue Wege in der Bauwerksgestaltung.

Bei den Anschlägen vom 11. September 2001 wurde der Gebäu-dekomplex des ehemaligen World Financial Centers schwer be-schädigt. Besonders die unteren Stockwerke der Türme zwei und drei sowie der dazwischenliegende, glasüberdachte Winter-garten wurden nahezu komplett zerstört. In dem bestehenden Gebäude zwischen dem Yachthafen (Marina) am Hudson River und der Vesey Street entstand im Zuge des Wiederaufbaus die Shopping-Mall „Brookfield Place“ (bis 2014 World Financial Center). Sie beherbergt High-End-Mode-Shops und exquisite Restaurants. Außerdem bietet die Mall Raum für eine Vielzahl

Bild 1. Der Nordeingang des Brookfield Place beeindruckt mit einer Ganzglasfassade. Bis zu sieben Meter lange Glasschwerter der Firma sedak tragen die Fassadenscheiben und steigern so die ohnehin hohe Transparenz

Bild 2. Im Süden erlauben die Glasfins eine nahezu freie Sicht ins Gebäudeinnere und hinaus

– Umweltschonende Produktionsabläufe und Energieeinspa-rung durch perfekt abgestimmte Software

– Einfachere Montage der Träger durch höchste Präzision bei Fertigung

Pionierarbeit auch bei den WellstegträgernIm Gegensatz zu herkömmlichen gewalzten Profilen ist der Steg bei dieser Form des I-Trägers nicht gerade, sondern in Sinus-form gewellt. Das bedeutet mehr Stabilität bei gleichzeitig gerin-geren Wandstärken. Ein Sinusprofil hat den großen Vorteil, dass es das sonst unvermeidliche lokale Beulen allein von der Kons-truktion her verhindert – und damit ein mögliches späteres Ver-sagen des Trägers. Wellstegträger sparen aber auch ungefähr 45 % Gewicht und damit im gleichen Ausmaß Kosten. Aller-dings wurde dieser Kostenvorteil lange Zeit durch die ver-gleichsweise aufwendige manuelle Fertigung zum Großteil wie-der verspielt. Bis Zeman vor zwölf Jahren mit der laut Unter-nehmensangaben weltweit ersten vollautomatischen Produktion für diese Träger für Aufsehen gesorgt hat. Heute ist man in der Lage, Wellstegträger mit Breiten von 330 bis 1.500 mm und Längen von 4.000 bis 16.000 mm vollautomatisch herzustellen. Der Steg selbst muss dabei nur 1,5 bis 3 mm dick sein, damit die gewünschte Traglast erreicht wird. Mit der größten Steghöhe von 1,50 m z. B. lassen sich Spannweiten bis über 50 m über-brücken. Ein weiterer Vorteil: Man muss nicht mehr eine große Vielfalt an Profilen auf Lager haben. Stegblech in Rollen und Gurte in größeren Blechformaten, die man je nach Bedarf zu-schneiden kann, reichen aus, um die gewünschten Träger just-in-time herstellen zu können. Die Wellstegträger-Technologie von Zeman ist übrigens auch die Basis für den jetzt vorgestellten Steel Beam Assembler.Im Februar wird die aktuell größte und neueste Variante aller SBA Linien vorgestellt, für Teilnahme an der Präsentation und Informationen rund um das Thema „Automatisierung“, ist Ansprechpartner:

Herr Kovacec, [email protected]

Bild 4. Zusammenbau und Schweißen

A7Stahlbau 85 (2016), Heft 1

Gebäudehüllen

• Umfangreiche Abmessungspalette mit kreisförmigen, rechteckigen, quadratischen und elliptischen Hohlprofilen

• Warmgefertigte Stahlbau-Hohlprofile Celsius® nach DIN EN 10210 in S355NH und S420NH

• Kaltgefertigte Stahlbau-Hohlprofile Hybox® nach DIN EN 10219 in S355J2H und S420MH

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Unsere Stahlbau-Hohlprofile: vielseitig und effizient

Bild 3. Dank der Glassschwerter im Großformat kommen die Fassadenele-mente mit wenigen Verbindungsstücken aus. Dies ermöglicht die hohe Transpa-renz der Gebäudehülle

Bild 4. Die 7 m langen Glasfins tragen die Last der Ganzglasfassade. Die Verbin-dungsstücke aus Metall konnten so dezent gehalten werden, dass sie die Transparenz der Gebäudehülle kaum beeinflussen

kultureller Events, beispiels-weise finden auf dem Dach regel mäßig Filmfestivals und Konzerte statt.

Ein Mal um die halbe WeltDas architektonische High-light sind die beiden großzügi-gen Eingangsfassaden auf der Nord- und der Südseite, die fast ausschließlich aus Glas bestehen. Selbst die tragenden Elemente sind aus Glas – de-ren Herstellung besonderes Know-how und besondere Produktionstechnik erfor-derte. Realisiert wurden die großen Glasschwerter in Deutschland: Die auf Großfor-mate spezialisierte sed0ak fer-tigte in enger Abstimmung mit dem Planungsbüro die Fins und schickte sie dann ein Mal

um die halbe Welt von Gersthofen in Bayern nach New York City. Die Laminate aus drei mal zwölf Millimeter Glas haben eine Länge bis sieben Meter. Die Konstruktion selbst braucht nur wenige Verbindungselemente. So scheint die gesamte Fläche vollständig aus Glas zu bestehen, die sonst üblichen Stahlträger gibt es nicht. Zum Hudson River hin misst die Fassade 12 mal 27 m, zur Vesey Street sind es 17 m Höhe bei 21 m Breite.Bereits im Werk in Deutschland erhielten die Glasschwerter pas-sende Metallschuhe, sodass die Bauteile vor Ort nur noch ver-schraubt werden mussten. Dies ermöglichte eine unkomplizierte Montage der gesamten Fassadenelemente in nur drei Monaten.

Bautafel Brookfield PlaceBauherr: Brookfield Properties Auftraggeber: W&W Glass LLC Architekt: Pelli Clarke Pelli Architects, NY Kunde: W&W Glass LLC/Vidaris Montagezeit: August – Oktober 2014 Projektleitung: Maic Pannwitz, sedak GmbH & Co. KG Leistung von sedak: 34 Glasfins bis 7 m (12 mm Weißglas/Dreifach-Laminat mit SG Interlayer)

www. sedak.com

Bild 5. Die Fassadenelemente sind an 7 m langen Glasschwertern befestigt. Die Sicht auf den Hudson River ist des-halb nahezu ungestört

(Fotos: Greg West Photography)


Gebäudehüllen

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Edelstahl für die Sagrada FamíliaBereits seit 2013 liefert Outokumpu für die Basilika Sagrada Família Edelstahl in Form von Bewehrungen, Stäben, Fertig-komponenten und im Plasmaschneideverfahren bearbeitete Bleche. Die 1866 vom renommierten Architekten Antoni Gaudí entworfene Kirche La Sagrada Família zählt zum UNESCO-Weltkulturerbe. Die Grundsteinlegung erfolgte 1882, die Vollendung des Bauwerks ist für 2026 geplant.

Der Bau hat eine außergewöhnlich hohe Lebenserwartung und beeindruckt durch seine einzigartige Gestaltung. Im vollendeten Zustand sollen die 18 Türme der Sagrada Família eine Höhe von 94 bis 182 m erreichen. Der rostfreie Bewehrungsstahl für die Turmkonstruktionen wurde in erster Linie aufgrund seiner hohen Festigkeit, seiner besonderen Korrosionsbeständigkeit und der geringen Folgekosten ausgewählt. Outokumpu ist der einzige Edelstahlhersteller für das Projekt und liefert die Outo-kumpu Güten Forta DX 2304 und Forta DX 2205 in verschiede-nen Größen und Formen.

Idealer Werkstoff Edelstahl„Wir haben uns für Outokumpu aufgrund der umfangreichen technischen Unterstützung und der hohen Produktqualität ent-schieden“, sagt Carles Farràs, Bauleiter der Sagrada Família. „Wir gehen davon aus, dass die Bauarbeiten an der Basilika bis 2026 andauern werden und sind davon überzeugt, dass Edel-stahl der ideale Werkstoff ist, um unsere Anforderungen zu er-füllen. Outokumpu ist uns jederzeit ein wertvoller Berater in Sa-chen Kosteneffizienz und Auswahl langlebiger Lösungen, die den Anforderungen unserer anspruchsvollen Geometrien in der Sagrada Família gerecht werden.“ „Wir haben hinsichtlich der Auswahl der Materialien und me-chanischen Eigenschaften, die für diese Architektur nötig waren, eng mit unserem Kunden zusammengearbeitet“, betont William Münzer, Key Account Manager, Outokumpu Langprodukte. „Zudem haben wir umfangreiche projektspezifische Unterstüt-zung geleistet. Der Kunde schätzt vor allem, dass wir mit ihm viele bautechnische Herausforderungen gelöst haben. Ein be-sonderes Augenmerk liegt auf der Instandhaltung im Hinblick auf die Korrosionsgefahr durch CO2-Emissionen.“Outokumpu kann auf umfangreiche Erfahrungen in der Ent-wicklung effizienter, langlebiger und recycelbarer Edelstähle zurückblicken. Das weltweite Angebot umfasst qualitätskriti-sche Langprodukte und Bleche für Infrastrukturen. Outo-kumpu betreibt Standorte für Langprodukte und Quarto-bleche in Großbritannien, Schweden und den USA, die alle für ihre hochwertigen Produkte, ihre Flexibilität und ihre

Bild 1. Die Sagrada Familia ist eine der beliebtesten Sehenswürdigkeiten in Barcelona und wird jedes Jahr von über 3,2 Millionen Besuchern besichtigt. Die 1866 von Antoni Gaudí entworfene Kirche zählt zum UNESCO-Weltkulturerbe

Bild 2. Bereits seit 2013 liefert Outokumpu für die Sagrada Família Edelstahl in Form von Bewehrungen, Stäben, Fertigkomponenten und im Plasmaschneideverfahren bear-beitete Bleche. Im vollendeten Zustand sollen die 18 Türme der Kirche eine Höhe von 94 bis 182 Metern erreichen (Fotos: Outokumpu)

Die Basilika ist eine der beliebtesten Sehenswürdigkeiten in Barcelona und wird jedes Jahr von über 3,2 Mio. Besuchern be-sichtigt. Die laufenden Bauarbeiten müssen sich nahtlos in die Abwicklung der Besucherströme einfügen. Dafür sind strenge Sicherheitskontrollen und logistische Vorgaben notwendig. Dem kommt Outokumpu mit pünktlichen Lieferungen und entspre-chend vorbereiteten Gebinden entgegen.

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Tageslicht wirkt sich nachweislich positiv auf Gesundheit, Wohlbefi nden und Produktivität aus – es ist eine unserer Lebensquellen und wir fühlen uns ausgeglichener und leis-tungsfähiger. Mit einem neuen Oberlichtkonzept bringt der Tageslichtsystem-Spezialist LAMILUX jetzt noch mehr Licht ins Leben. Tageslicht und Kunstlicht sind in einem System kombiniert und refl ektierende Materialien sorgen für eine weit erhöhte Ausbeute an natürlichem Licht.

Innovative Technik erhöht in dem ästhetisch reizvollen Tages-lichtelement die Lichtgewinnung und die Lichtausbeute. In den Aufsatzkranz des Oberlichts mit der Bezeichnung LAMI-LUX CI-System Prismen-LED sind umlaufend im oberen Seg-ment stufenlos zu dimmende LED-Lichtleisten integriert. Bei zunehmender Dunkelheit ersetzen sie Zug um Zug den fehlen-den Anteil des Tageslichts. Sie verfügen über ein Lichtsteuer-system, um den im Tagesverlauf abnehmenden Lichteinfall – bis hin zur Nacht – harmonisch auszugleichen. Dieses Ober-licht ermöglicht die perfekte Kombination aus Tageslicht und Kunstlicht für eine gleichbleibende Helligkeit im Raum. Das System hat LAMILUX in Kooperation mit dem international renommierten Lichtlabor Bartenbach GmbH entwickelt.

Das Oberlicht LAMILUX CI-System Refl ective / Prismen LED: Tageslicht und Kunstlicht perfekt in einem System vereint (Foto: Lamilux)

Für eine höhere Ausbeute an natürlichem Licht sorgt das LAMILUX CI-System Refl ective, bei dem die Innenseite des Aufsatzkranzes mit einem hochrefl ektierenden Material be-schichtet ist. Damit steigt die Lichtausbeute während der Ta-geshelligkeit um bis zu 50 %. Das heißt: Deutlich mehr Tages-licht bei gleicher Öff nungsgröße des Tageslichtelements – und dies bei blendfreier Wirkung und gleichbleibendem Energieein-trag. Lichtplanern eröff nen sich fl exible Möglichkeiten, Tages-licht eff ektiv zu nutzen und in das Rauminnere zu lenken. Denn: Durch das Refl ektormaterial können Räume um täglich bis zu 25 % länger ausgeleuchtet werden. Darüber hinaus er-hält man auch bei einer kleinen Dachöff nung einen hohen Ta-geslichtquotienten.

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erstklassige Liefertreue bekannt sind. In Deutschland wurde für den Bewehrungsstahl eine allgemeine bauaufsichtliche Zu-lassung (abZ) beim Deutschen Institut für Bautechnik (DIBt) beantragt.

www.outokumpu.com


Stahlhochbau und -verbundbau

Das System wurde für die Arbeit mit unterschiedlichsten Belas-tungen, beispielsweise Temperaturlasten oder Stützensenkung, konzipiert, und erlaubt eine zentrische oder exzentrische Ein-gabe von Lasten.Für die Bemessung von Stahl wartet das Programm mit diversen Neuerungen auf: So ist beispielsweise eine zweiachsige Bean-spruchung für Profile aus der Datenbank oder auch geschweißte Profile (T, I, U oder Rechteckhohlprofile) mit der Software mög-lich. Ein feldweise konstanter Querschnittsverlauf, Querschnitts-klassifizierung sowie elastische bzw. plastische Spannungsnach-weise und nicht zuletzt ein Biegedrillknicknachweis sowie Be-grenzung der Verformungen runden die vielfältigen Neuerungen der RIB-Software ab.Beide Lösungen bieten als Bausteine der neuen Softwaregene-ration 2016 weitreichende Optimierungen bezüglich Eingabe, Programmkonfiguration und Ergebnisdarstellung. Die letztere ermöglicht beispielweise die Wahl zwischen dem knappen Aus-druck für Standardaufgaben auf einer Doppelseite sowie prüf-fähige und detaillierte Dokumentationen für anspruchsvolle In-genieuraufgaben. Durch die integrative Lastübergabe verfügt der Ingenieur über ein sehr leistungsfähiges und zeitsparendes Werkzeug für die täglichen Bemessungsaufgaben.

www.rib-software.com

Stahlstütze – Programmerweiterungen für Nachweispaket BEST

Speziell für die Anforderungen komplexer Bemessungsauf-gaben, etwa bei mehrgeschossigen Stahlstützen mit wechseln-den Querschnitten, aber auch für Standardsysteme z. B. bei Hallen, hat RIB Software das Nachweispaket im Hochbau ergänzt. Die Programmerweiterung BEST Stahlstütze eignet sich sowohl für Standardfälle als auch für besonders an-spruchsvolle Bemessungsaufgaben bei stabilitätsempfind-lichen Stahlstützen.

Die Programmoption wurde für die Bemessung ebener sowie räumlicher Beanspruchungszustände gleichermaßen konzipiert. Beliebige Lagerungsabschnitte mit verschiedenen Querschnitten lassen sich mit Hilfe der Softwareerweiterung bearbeiten. BEST Stahlstütze vereint Tragfähigkeits-, Stabilitäts- und Verformungs-nachweise bei einer Nachweisführung nach DIN und EN inklu-sive nationaler Anhänge für Deutschland, Österreich, Tschechi-sche Republik und Slowakei sowie Großbritannien.Benutzeroberfläche und Ergebnisausgabe sind bei BEST Stahl-stütze frei konfigurierbar. Wie alle erneuerten Softwarepro-gramme und Optionen des RIBTEC-Produktportfolios wartet auch diese Erweiterung mit einer modernen, intuitiv zu bedie-nenden Oberfläche mit Menüband, Schnellzugriffsleiste sowie Eigenschaftstabellen mit einer Übersicht auf einen Blick auf.Werden Lasten am Fußpunkt einer Stütze mit der BEST Stahl-stütze bemessen, so können diese als direkte Lasteingabe zur Bemessung des Fundaments übertragen werden. Eine weitere Besonderheit: Tragwerksplaner und Prüfingenieure können in-nerhalb der Programmoptionen zwischen BEST Stahlstütze und Stahlbetonstütze ohne Mehraufwand wechseln und alternativ bemessen. Diese Möglichkeit ist dann interessant, wenn aus Gründen des Brandschutzes höhere Anforderungen bestehen und deshalb eine Ausführung als Stahlbetonstütze erwogen wird.

BALKEN, der neue Durchlaufträger mit Materialwechsel von Stahl-/Spannbeton zu Stahl und HolzGleichzeitig ist die neue Auflage 16.0 des Durchlaufträgerpro-gramms BALKEN mit moderner Menüband-Oberfläche, Schnell-zugriffsleiste sowie Eigenschaftstabellen ausgestattet und ermög-licht eine durchgängige Bemessung und Nachweise für Stahl- und Spannbeton sowie Stahl und Holz. Neu sind außerdem Lastweiterleitung und die Übernahme aus anderen Positionen. Eine neue Ergebnisausgabe mit Konfigurations- und Filtermög-lichkeiten für Kurz-, Lang- sowie Detaillisten runden die neuen Entwicklungen der Durchlaufträger-Software ab.

Bild 1. BEST Stahlstütze mit wechselnden Querschnitten

Bild 2. BALKEN für Stahl-/Spannbeton, Stahl und Holz (Fotos: RIB Software)

Zukunftsweisender Hybrid-Neubau eines Bürogebäudes mit WerkhalleIm Auftrag des Messebauers Public Address realisierte Brü-ninghoff in den vergangenen Monaten ein Bürogebäude in Hochheim am Main. Der Neubau und die angeschlossene Produktions- und Lagerhalle konnten nach kurzer Bauzeit vom Auftraggeber in Betrieb genommen werden. Charakte-ristisch für dieses Projekt ist die Ausführung in Hybridbau-weise und serieller Vorfertigung. Dabei wurden die Bau-stoffe Holz, Beton, Stahl und Aluminium intelligent mitein-ander kombiniert und in einen effizienten konstruktiven Verbund gebracht. Insbesondere der hohe Holzanteil sowie der integrale Planungs- und Produktionsansatz führten zu einem nachhaltigen und zugleich wirtschaftlichen Firmen-komplex.

Für das Messebauunternehmen Public Address ist in den ver-gangenen Wochen ein Büroneubau inklusive Produktions- und Lagerhalle in Hochheim am Main (Main-Taunus-Kreis) entstan-den. Auf einer Bruttogeschossfläche von 767 m2 bietet das Ge-bäude genügend Raum für die administrativen und planerischen Abläufe des international tätigen Unternehmens. Neben insge-samt 16 großzügigen Büroräumen stehen den Mitarbeitern nun



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ein Besprechungs- und Aufenthaltsraum mit Küche sowie wei-tere Nebenräume zur Verfügung. Die angeschlossene Halle dient der Herstellung und Lagerung des Messebaumate rials. Der Projektbauspezialist Brüninghoff, der hier als General-unternehmer fungierte, gewährleistete mit einem effizienten Planungs- und Ausführungskonzept eine schnelle Abwicklung des Bauvorhabens. Zugleich wurden die Anforderungen an eine anspruchsvolle Architektur und nachhaltige Bauweise erfüllt. Dabei setzt das Unternehmen auf eine intelligente Hy-bridbauweise und einen hohen Vorfertigungsgrad der Bauele-mente, die in den firmeneigenen Produktionsstätten hergestellt werden.

Effiziente MaterialkombinationenDurch den intelligenten Mix aus zwei oder mehr Baustoffen mit ihren materialspezifischen Vorzügen lässt sich eine positive Wirkung auf das Gesamtsystem erzielen. Dieses effiziente Konst-ruktionsprinzip war auch die Lösung für die anspruchsvolle Bau-aufgabe in Hochheim. Hier konnte durch die Kombination aus den Baustoffen Holz, Beton, Stahl und Aluminium ein nachhalti-ger und wirtschaftlicher Firmenkomplex realisiert werden. So be-stehen etwa die Decken des Bürobaus aus Betonfertigteilen, die auf der Unterseite schubsteif mit Holzbalken aus Brettschicht-holz verbunden sind. Die Gesamttragwirkung wird dabei erst durch den wirksamen Verbund von Holz und Beton erreicht.

Holz als KonstruktionsbaustoffDie tragende Außenfassade besteht aus 16 cm dicken Brettsperr-elementen. Davor gelagert sind die Fassadenriegel mit einem Querschnitt von 12/20 cm sowie einer integrierten Dämm-schicht aus Mineralfaserwolle. Eine vertikal verlegte naturbe-lassene Lärchenholzverschalung bildet die äußerste Gebäude-schicht. Hier wurden Akzente in den Firmenfarben des Messe-bauunternehmens – Orange und Anthrazit – eingefügt. Viel Licht fällt durch die hohen, dreigeteilten Fensterelemente in das Gebäude. Bei Bedarf können diese mithilfe einer Raffstorean-lage verdunkelt werden. Die Alu-Fenster wurden ebenfalls in Eigenleistung von Brüninghoff hergestellt und bereits werkssei-tig in das Fassadenelement eingesetzt. In den Innenräumen legt das gestalterische Konzept viel Wert auf eine natürliche Raumoptik. Daher bleiben die Holz-Beton-Hybriddecken in den Büros in Sicht. Die Brettsperrholzwände werden im Innenbereich weiß lasiert, sodass die Holzstruktur erhalten bleibt. Der hohe Anteil von Holzelementen verleiht dem Raum eine warme Atmosphäre. Durch leichte Trenn-wände aus doppelseitig beplankten Gipskartonplatten kann ein hohes Maß an Flexibilität für verschiedenste Nutzungen und zukünftige Anforderungen erzielt werden. Im Flurbereich ver-deckt eine abgehängte, revisionierbare Versorgungsdecke mit Mineralfaserplatten die Leitungsführung von Elektro und Sani-tär.

Bild 1. In Hochheim ist jetzt ein zweigeschossiges Bürogebäude des Messebauers Public Address entstanden

Bild 2. Holz-Beton-Verbunddecken: Die Decken des Bürobaus bestehen aus Betonfer-tigteilen, die auf der Unterseite schubsteif mit Holzbalken aus Brettschichtholz verbun-den sind



Kurze Bauzeit durch VorproduktionDer hohe Vorfertigungsgrad der Bauelemente gewährleistet eine hohe Planungssicherheit und Wirtschaftlichkeit des Bau-vorhabens. So wurde die gesamte Gebäudehülle inklusive der Holz-Betonhybriddecken, den Stützen und dem Treppenhaus in den firmeneigenen Werken von Brüninghoff vorproduziert und termingenau auf die Baustelle in Mainz geliefert und mon-tiert. Vor Ort wurden zunächst die Stützenreihen entlang des Flurs und das Treppenhaus montiert. Zur Aussteifung wurden die Flur-Deckenelemente aufgelagert und anschließend die Fas-sadenelemente gestellt, um dort die Deckenelemente aufzule-gen. Die äußeren Ringbalken wurden örtlich vergossen, um den Verbund der einzelnen Elemente zu erreichen. Das Ge-bäude kommt ohne lastabtragende Innenwände aus. Diese Auf-gabe übernehmen vor allem die Außenwände und das Treppen-haus. Während die Holzbauelemente in der Werkhalle in Villingen-Schwenningen im Schwarzwald hergestellt wurden, erfolgte die Produktion der Betonteile am Brüninghoff-Firmensitz in Hei-den. Einen weiteren Beitrag zur Wirtschaftlichkeit des Bauvor-habens konnte außerdem durch eine integrale Produktion er-reicht werden. Das gesamte Projekt wurde von der Planung über die Ausführung bis zur schlüsselfertigen Übergabe des Neu-baus von Brüninghoff betreut und abgewickelt. Mit einem wirt-schaftlichen und nachhaltigen Planungskonzept sowie einer ho-hen Vorfertigung konnte so innerhalb einer kurzen Bauzeit ein

Statische Berechnung von Konzertbühnen in RFEM und RSTAB

Die Statik-Programme RFEM und RSTAB ermöglichen eine durchgängige Tragwerksplanung von Konzertbühnen bzw. Tragkonstruktionen für Veranstaltungstechnik.

Bei der Modelleingabe kann z. B. optional auf fertige Blöcke zu-rückgegriffen werden. In RFEM ist zudem die Berücksichtigung von Membranen möglich. Tools zu automatischen Wind- und Schneelastgenerierung ermöglichen eine schnelle und bequeme Eingabe der Belastung.

Bild 1. Modell einer Konzertbühne und grafische Darstellung der Bemessungsergeb-nisse von RF-ALUMINIUM in RFEM

Bild 3. Insgesamt 16 Büroräume stehen den Mitarbeitern im Verwaltungsbau von Public Address zur Verfügung

Bild 4. Die Produktion der Holz-Beton-Verbunddecke erfolgte am Brüninghoff-Firmen-sitz in Heiden (Fotos: Brüninghoff)

funktionaler und ästhetisch ansprechender Neubau entstehen, der optimale und individuelle Voraussetzungen für die Arbeit der Messebauspezialisten bietet.

Projektsteuerung mittels BIMZur optimierten Planung und Ausführung des Bürogebäudes in Hochheim wurden alle relevanten Projektdaten mittels BIM digital erfasst. Dies bezieht sich nicht nur auf die physikalischen und funktionalen Eigenschaften des Gebäudes. Einbezogen wer-den auch die Dimensionen, Kosten und Logistik – einzelne Teil-prozesse und Aufgabengebiete können so effizient und trans-parent bearbeitet werden. Informationen hierzu können auch zukünftig wiederverwendet und somit Synergieeffekte zur Stan-dardisierung genutzt werden.Das Projekt in Hochheim am Main steht beispielhaft für ein intelligentes Hybridbau-Konzept, das Brüninghoff im Rahmen eines Forschungs- und Entwicklungsprojektes entworfen hat. Die entstandenen Bauteile – wie die Holz-Beton-Verbunddecke – lassen sich auch für zukünftige Bauprojekte adaptieren. So ist aus einem reinen Projektdenken eine nachhaltige Lösung für zukünftige Herausforderungen entstanden.

Weitere Informationen:Brüninghoff GmbH & Co. KGIndustriestraße 14, 46359 Heiden/WestfalenTel. +49 (0)28 67 – 97 39-0Fax +49 (0)28 67 – 97 [email protected]


Bild 2. Einfügen eines Blocks (Global Truss – Traverse) in RSTAB

Bild 3. Membrankons-truktion vor (oben) und nach (unten) der Formfindung (Abb.: Dlubal)

Egal, ob Aluminium, Stahl oder Holz (oder mehrere Materialien in einem System) für die Tragkonstruktion zum Einsatz kommt, in den entsprechenden Zusatzmodulen lassen sich alle erforder-lichen statischen Nachweise (Tragfähig-keit, Stabilität, Gebrauchs tauglichkeit) führen. Dabei lassen sich automatisch die maßge-benden Schnittgrößen aus RFEM/RSTAB in die Bemessungsmodule übernehmen. Werden Änderungen am Tragwerk durch-geführt, werden die geänderten Schnitt-größen automatisch von den Bemes sungs-modulen übernommen.

Berücksichtigung von BlöckenJede Konstruktion kann individuell und flexibel in RFEM/RSTAB modelliert wer-den. Zusätzlich kann jedoch auf fertige oder selbst erstellte Blöcke zurückgegrif-fen werden. So lassen sich beispielsweise parametrisierte Fachwerkträger, unter-spannte Träger o. ä. einfügen. Die Maße, Querschnitte usw. können während oder nach dem Einfügen entsprechend ange-passt werden.Die RSTAB-Blockdatenbank enthält zu-sätzlich Global Truss – Produkte (räum-

liche Fachwerkträger aus Aluminium), die häufig für die Konstruktion von Kon-zertbühnen verwendet werden.

Membrankonstruktionen in RFEMDer Schutz vor Witterung wird bei Kon-zertbühnen oft durch Membrane reali-siert. Diese lassen sich in RFEM berück-sichtigen.Mit dem Zusatzmodul RF FORMFIN-DUNG lässt sich die Ausgangsform von Membran- und Seilkonstruktionen ermit-teln. Die Form wird dabei über das Gleichgewicht zwischen der Oberflächen-spannung (Vorspannung) und den natür-lichen bzw. geo metrischen Randreaktio-nen ermittelt. Der Formfindungsprozess kann am Ge-samtsystem durchgeführt werden, also unter Berücksichtigung der Nachgiebig-keit der Unterkonstruktion. Zudem lässt sich über Linienfreigaben in RFEM be-rücksichtigen, dass Membranflächen auf Zwischen unterstützungen aufliegen, sich aber bei abhebenden Lasten wie Windsog von der Unterkonstruktion lösen können.

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Aktuell

Neue Handelshof-Filiale in Dresden „lebt“ Energieeinsparung

Breite Gänge, flache Regale und über 60.000 Artikel im Sor-timent: Die Handelshof Bautzen GmbH, Lieferant des regio-nalen Handwerks und der Industrie, hat in den Neubau ih-rer vierten Filiale investiert. Seit August 2015 ist der Fach-markt in Dresden-Klotzsche für Kunden geöffnet. Besonderen Wert legte der Bauherr auf die Einsparung von Energie und eine angenehme Verkaufs-Atmosphäre. EMPUR rüstete die rund 1.200 Quadrat-meter große Halle mit einem hocheffizi-enten Fußbodenheizsys-tem aus dem bewährten KLIMAPEX PE-RT-Heizrohr, dem zertifizierten PUR-THERM Tackersys-tem und mehreren, individuell für das Bauvorhaben vorkon-fektionierten EMPUR Geniax-Komplettverteilern.

Die Handelshof Bautzen GmbH vereint vier Fachgroßhandlun-gen unter einem Dach: Heizung und Sanitär, Elektrotechnik, Stahl und Werkstoffe sowie Bau- und Werkzeugtechnik. Das Unternehmen gehört zur Partner für Technik Gruppe und be-treibt neben seinem Hauptsitz in Bautzen seit 1995 Zweigstellen in Görlitz und Kamenz. Um Wachstum und Qualität für die Zu-kunft zu sichern errichtete das Unternehmen 2015 eine weitere Filiale in Dresden. Auf einem 6.500 m2 großen Grundstück ent-standen zwei neue Gebäude: eine massive Halle für den Fach-markt mit einer Grundfläche von 1.200 m2 und eine Stahlhalle mit 600 m2 Fläche, um Flachbleche und Langprodukte wie Stab-stahl und Rohre zu lagern. Dank dieser Strategie kann das Un-ternehmen die hohe und schnelle Verfügbarkeit sowie eine so-fortige Abholbereitschaft durch Kunden gewährleisten. Die Grundregeln für die massiv gebaute Halle für Fachmarkt, Büros und Sozialräume der Mitarbeiter lauteten: Präzision, Nachhaltigkeit und Energieeffizienz. Demzufolge sind Fassade und Dach hervor-ragend gedämmt. Lichtkuppeln und große Isolierglasfenster sorgen für einen hohen Eintrag von natür-lichem Licht, gleichzeitig optimieren sie den passiv solaren Wärmegewinn.

Klimaschutz im Leitbild verankertBeim Haustechnikkonzept ging es um geringeren Energiever-brauch, Ressourcenschonung und reduzierte Emissionen. „Die

Beteiligung am Klimaschutz ist ein wichtiger Bestandteil zur Ausrichtung unseres Unternehmens“, so Torsten Hahn, Ver-kaufsleiter bei der Handelshof Bautzen GmbH. „Als Fachhandel für Gebäudetechnik sehen wir uns in der Pflicht, unseren Bei-trag zur Energiewende zu leisten.“ Die gesamte Haustechnik des neuen Fachmarkts in Dresden ist genauso effektiv wie einfach gelöst: Zu den Hauptkomponenten zählen eine moderne Gasbrennwert-Heizanlage und eine Photo-voltaik-Anlage auf dem Dach, die gemäß EnEV 2014 bzw. EE-WärmeG den gesetzlich vorgeschriebenen Anteil erneuerbarer Energien produziert. Der PV-Strom dient dem Eigenverbrauch und deckt im Wesentlichen den Energiebedarf zur Beleuchtung des Gebäudes und für den Betrieb der Krananlage. Die Warm-wasserbereitung in Küche und WC-Bereichen erfolgt dezentral über Durchlauferhitzer. Harte Bedingungen für die FußbodenheizungBei der Wärmeverteilung setzte der Bauherr von Anfang an auf eine Fußbodenheizung und entschied sich für das PUR-THERM Tackersystem seines Industriepartners EMPUR. „Das System er-möglicht eine große Heizfläche mit niedrigen Vorlauftemperatu-ren in der Hal-le“, erläutert Torsten Hahn. Letztlich fiel die Wahl auf EMPUR, weil das Unternehmen geprüfte Qualität durch seine Eigenfertigung bieten kann. Auch sind die Komponenten des Herstellers hervorragend aufeinander abgestimmt – von der robusten Dämmplatte über das KLIMAPEX PE-RT 5-Schicht-Heizrohr bis hin zum Verteiler. Spezielle Werkzeuge des Her-stellers wie der Systemtacker tragen zu einer einfachen, zügigen und optimalen Verlegung der Kunststoffheizungsrohre bei. Im-merhin mussten mehr als 950 m2 Grundfläche mit einer Fuß-bodenheizung versehen werden. Darüber hinaus bietet die Flä-chenheizung einen unschätzbaren Vorteil: Es gibt keine sicht-baren Heizungsinstallationen, Gestaltung und Ein-richtung konnten somit frei erfolgen. „Wesentlich ist jedoch die thermi-sche Behaglichkeit, die sich in einem Hallengebäude nur durch Strahlungswärme erreichen lässt“, berichtet EMPUR-Fachbera-ter Thomas Bierstedt. „Dabei ist es energetisch von Vorteil, wenn die Wärme dort bereitgestellt wird, wo sie benötigt wird – also in Bodennähe, wo sich Personen aufhalten.“ Der Boden im Bereich des Fachmarkts ist großen Belastungen ausgesetzt. Das erfahrene Planungsbüro EM-plan, eine 100%ige Tochter von EMPUR, berücksichtigte deshalb bei der Heizlast-

Bild 1. Ein leuchtendes Rot ist das Erkennungsmerkmal der SHK- und Elektro-Fachgroßhandels-gruppe Partner für Technik. Der gleiche Farbton prägt die Er-scheinung der neuen Handels-hof-Filiale in Dresden, die im August 2015 eröffnet wurde


Aktuell

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und Rohrnetzberechnung wichtige bauliche und nutzungsrele-vante Anforderungen und übernahm die Konzeption des Wär-meverteilsystems. Damit keine Verluste bei der Wärmeübertra-gung entstehen, erfolgte zunächst der vollflächige Einbau einer 50 mm starken Zusatz-Unterdämmung in Wärmeleitstufe 032. Darauf wurde die hochwertige, 20 mm starke Verbundplatte „Kompakt 20“ verlegt. Diese EMPUR Verbundplatte zeichnet sich durch besondere Eigenschaften aus: Sie ist außergewöhn-lich druckfest und hält hohen Verkehrslasten ≥ 100 kPa dauer-haft stand. Weiterhin verfügt sie über eine aufkaschierte, hoch-reißfeste Mehrschicht-Verbundfolie, auf der die Tackernadeln auch bei enger Rohrführung einen sicheren Halt finden. Tackersystem beweist WirtschaftlichkeitDas anschließend im PUR-THERM Tackerverfahren verlegte Heizungsrohr KLIMAPEX PE-RT 20 × 2,0 mm befand sich nach Abschluss der Verlegearbeiten in exakter Position. Die Verle-gung der Kunststoffheizungsrohre erfolgte bifilar (schneckenför-mig). Durch die jeweils abwechselnde Lage von Vor- und Rück-lauf nebeneinander ergeben sich sehr gleichmäßige Fußbodeno-berflächentemperaturen in der gesamten Halle. Die Montage samt Estricheinbau verlief reibungslos und ging sehr zügig von-statten. Durch die gewählte Schichtbauweise und die hochwerti-gen Materialien entsteht ein schneller Wärmetransport.

Intelligente Verteilertechnik mit bis zu 20 Prozent HeizenergieeinsparungBei der Wärmeverteilung fiel die Wahl des fachlich versierten Bau-herrn bewusst auf den EMPUR Geniax-Komplettverteiler. Diese intelligente Verteilertechnik ermöglicht die exakte Aus-richtung am Wärmebedarf. Möglich ist dies durch die Kombina-tion aus softwaregesteuerter Temperaturregelung und dezentra-

len, hocheffizienten Nassläufer-Pumpen an allen Heizkreisen. Jede einzelne Pumpe versorgt ihre entsprechende Wärmeüber-tragungsfläche exakt mit der Wärme, die gerade benötigt wird. Alle elektronischen Komponenten sind durch den Geniax-BUS miteinander vernetzt. Die Belegung der Heizkreise ist im zentra-len Steuerelement, dem Geniax-Server, hinterlegt. Die Heiz-/Be-triebs-zeiten legt der Bauherr temperatur- und zeitgesteuert fest – entweder softwaregestützt oder über das zentrale Bediengerät. Zusätzlich können Mitarbeiter in den Büros die Einzelraum-regler mit integrier-tem Fühler bedienen. All diese detaillierten Vorgaben werden an den Geniax-Server übermittelt. Er misst und vergleicht die sich ändernden Ist- und Soll-Temperaturwerte fortlaufend und steuert die Pumpen entsprechend an. Auf diese Weise wird der Fachmarkt nur während der Öffnungszeiten be-heizt. Büros und temporär genutzte Nebenräume sind punktge-nau warm, wenn sie von Mitarbeitern genutzt werden. Der Geniax-Server kann aber noch mehr: Er überprüft sämt-liche hydraulische Funktionen und nimmt dabei Einfluss auf die Vorlauf-temperatur der Gasbrennwert-Anlage. Das Ergebnis überzeugt den Bauherrn schon während der ersten Heizperiode 2015/2016: Die ausgeglichenen Raumtemperaturen empfinden Mitarbeiter und Kunden als angenehm. Zudem wird sich der Verbrauch an Heiz-energie gegenüber einer Fußbodenheizung mit konventionellen Verteilern um garantiert 15 Prozent und möglicherweise bis zu 20 Prozent reduzieren.

Weitere Informationen:EMPUR Produktions GmbHIndustriepark Nord 60, 53567 Buchholz-MendtTel. +49 (0)26 83 – 960 62-0Fax +49 (0)26 83 – 960 [email protected], www.empur.com

Bild 2. Für die optimale Wärmedämmung ist gesorgt: Die 1 x 2 m großen EMPUR Ver-bundplatten mit einseitigem Folienüberstand zur überlappten Verlegung er-möglichten eine schnellen und bequemen Einbau ohne viel Verschnitt

Bild 3. Nach der Verlegung erfolgte die Heizrohrmontage im Tackerver-fahren. Zum Einsatz kam dabei das hochwertige Kunststoff-heizrohr KLIMAPEX PE-RT 20 x 2,0 mm

(Fotos: EMPUR/Handelshof Dresden)


Aktuell

Ein neuer Maßstab für warmgefertigte Hohlprofile: Celsius® 420

Dank Innovationen bei der Stahlfertigung kann Tata Steel nun voll normalisierte warmgefertigte Hohlprofile in einer neuen höherwertigen Stahlsorte mit einer Streckgrenze von 420 MPa herstellen. Das bedeutet Kostenreduzierungen für Bauprojekte durch kleinere Abmessungen und Materialein-sparungen sowie einen verringerten Aufwand für Schweißar-beiten, Hilfskonstruktionen und Fundamente.

Ein wichtiges Merkmal der Celsius® 420-Produktreihe ist die Vielfalt der Abmessungen. Die große Palette an kreisförmigen, quadratischen, rechteckigen und elliptischen Hohlprofilen bietet umfangreiche Auswahlmöglichkeiten. Die engen Eck radien übertreffen die Branchenstandards bei geringem Sprödbruch-risiko und ermöglichen eine außergewöhnliche Archi tektur.Die Hohlprofile von Tata Steel lassen sich vom Rohmaterial bis zur Fertigung lückenlos nachverfolgen. Eine integrierte Pro-duktion in Westeuropa, von der Herstellung des Rohstahls im Hochofen bis zum fertigen Profil aus einer Hand, gibt einem die Gewissheit, es mit erstklassiger Materialqualität zu tun zu haben.

Vorteile von Celsius® 420: – Durch die Umformung bei Normalisierungstemperatur ent-steht ein Produkt ohne innere Spannungen, mit einheitlicher Körnung und Härte sowie gleichmäßigen mechanischen Eigen-schaften im gesamten Querschnitt – dadurch hervorragendes Verhalten bei der Weiterverarbeitung

– Feinkornstahl – für ein einheitlich hochwertiges Stahlprofil – Hohe Steckgrenze – ermöglicht Materialeinsparungen – Bessere Kerbschlagwerte bei niedrigen Temperaturen (40 J bei –20 °C) – ideal für anspruchsvolle Anwendungen, zum Beispiel Offshore

– Engere Eckradien (maximal zweifache Wanddicke 2T) – für eine ansprechende Ästhetik und eine bessere Schweißnaht-vorbereitung

– Umfassende Analyse mit 14 chemischen Elementen – volle Transparenz und Rückverfolgbarkeit

– Garantiert niedrigeres Kohlenstoffäquivalent (CEV) von ≤ 0,45 (besser als in der Produktnorm DIN EN 10210 ge-fordert) – somit hervorragend schweißbar

Technische Informationen mit statischen Werten für alle erhältlichen Abmessungen kann man unter [email protected] anfordern. Für eine Beratung zum Einsatz von Stahlbau-Hohlprofilen, beispielsweise zum Thema An-schlussbemessung, steht der Customer Technical Service von Tata Steel dort ebenfalls kostenlos zur Verfügung.

Weitere Informationen:Tata Steel International Germany GmbHAm Trippelsberg 4840589 Dü[email protected]

Bild 1. Querschnitte der Stahlbau-Hohlprofile mit gleicher Biegeknickbeanspruchbar-keit (siehe Beispiel)

Bild 2. Gewichtseinsparung bei gleicher Biegeknickbeanspruchbarkeit für einen 3 m langen Druckstab (siehe Beispiel)

Bild 3. Steigerung der Biegeknickbeanspruchbarkeit bei gleicher Abmessung(Abb.: Tata)

Beispiel zur Materialeinsparung bei Verwendung von Celsius® 420 für einen 3 m langen Druckstab mit NEd = 2200 kN im Vergleich zu warmgefertigten und kaltgefertigten Hohlprofilen in S355 (siehe auch Bilder 1 und 2)

Profil Güte Abmessung (mm) Masse (kg/m) Biegeknickbeanspruchbarkeit (kN)

Celsius® 420 (warmgefertigt) DIN EN 10210 S420NH 180 × 180 × 10 52,5 2260

Celsius® 355 (warmgefertigt) DIN EN 10210 S355NH 200 × 200 × 10 58,8 2230

Hybox® 355 (kaltgefertigt) DIN EN 10219 S355J2H 200 × 200 × 12,5 68,3 2330


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Bremer Metallbau-Unternehmen setzt auf Demag V-Profilkran

Ein Laufkran für die Produktionsstätte: Mit diesem Ziel machte sich die HB Fertigungs-GmbH auf die Suche und entschied sich für den Demag V-Profilkran. Dieser überzeugte besonders durch seine Präzision – und eine Eigenschaft, die ihn mit dem jungen Metallbau-Unternehmen verbindet.

Die HB Fertigungs-GmbH fertigt u. a. voluminöse Bauteile, wie z. B. Filtergehäuse, Trichter oder Förderanlagen für die Schütt-gutindustrie. Im Fertigungsprozess werden die schweren Bau-teile von mehreren Seiten geschweißt und geschliffen – und so-mit mehrmals bewegt oder gedreht. Für diese Aufgabe suchte das Metallbau-Unternehmen einen Einträger-Laufkran, der vor allem eine Anforderung erfüllen sollte: „Wir müssen die Bauteile immer präzise platzieren, um einen optimalen Produktionsab-lauf zu gewährleisten“, erklärt Nils Braunschweiger, geschäfts-führender Gesellschafter der HB Fertigungs-GmbH.Braunschweiger entschied sich für einen Demag V-Profilkran. Da die Schwingung beim V-Profilkran bis zu 30 % geringer ist als bei Kastenträgerkranen, bewegt und platziert der Kran auch sehr schwere Bauteile präzise. Die innovative V-Bauweise ver-teilt die Druck- und Zugkräfte dank verjüngter Membrangelenke gleichmäßig über den Kranträger. So ermöglicht der V-Profil-kran neben dem Verfahren von schweren Metallbauteilen von bis zu fünf Tonnen auch aufwendige Industriemontagen in der 15 mal 30 Meter großen Halle des Unternehmens.

V-Profilkran passt zum innovativen Image„Wir haben unsere Fertigungshalle 2014 neu errichtet“, erzählt Braunschweiger. „Daher ist sie auf dem neuesten Stand der Technik und hätte auch einen schwereren Kran als den V-Profil-kran tragen können.“ Doch das geringere Eigengewicht des V-Profilkrans hat einen weiteren Vorteil: Es wirkt sich unmittelbar auf das Lasthandling des Krans aus. Zudem meistert der V-Pro-filkran dank der optimierten Konstruktionsweise mühelos bis zu 500.000 Lastwechsel – mehr als doppelt so viele wie gewöhn-liche Kastenträgerkrane.Ebenso wie die Halle sind die Anlagen im Betrieb neuwertig. Somit war die Anschaffung eines modernen und innovativen Krans auch ein Stück weit eine Imagefrage, erklärt der Ge-schäftsführer: „Unser Unternehmen ist neu und innovativ, genau wie der Demag V-Profilkran.“ Auch im Hinblick auf das Design passt der Kran genau zur HB Fertigungs-GmbH – ein-schließlich der Lackierung in Unternehmensfarbe.

Lediglich in Bezug auf die Steuerung des Krans hat man sich für eine eher herkömmliche Variante entschieden – eine Flur- anstatt einer Funksteuerung. Denn eine Flursteuerung ist, so Braunschweiger, „immer da, wo man sie braucht. Eine Funk-steuerung hingegen ist, besonders für wechselnde Nutzer des Krans, häufig schwer aufzufinden.“Letztlich hat die ressourcenschonende Architektur des Demag V-Profilträgers noch einen weiteren Vorteil mit sich gebracht, der sich positiv auf die tägliche Arbeit im Unternehmen aus-wirkt. „Ein nicht erwarteter, aber sehr angenehmer Effekt ist die große Lichtdurchlässigkeit“, berichtet Braunschweiger. „Der Schattenwurf ist deutlich geringer als bei einem gewöhnlichen Deckenkran.“

Die HB Fertigungs-GmbH ist ein junges Stahl- und Metall-bau-Unternehmen aus der Gemeinde Stuhr in der Nähe von Bremen. Die fünf Mitarbeiter fertigen im Auftrag von Maschi-nen- und Anlagenbauern Komponenten wie Ventilatoren, Zyklone, Filter, Trichterzellen, Förderanlagen, Tore und Roll-wagen. Nils Braunschweiger und Mitgesellschafter Robert Hainke haben den Fertigungsbetrieb Ende 2013 gegründet.

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Bild 1. Mitarbeiter der HB Fertigungs-GmbH positioniert Last mit Demag V-Profilkran

Bild 2. Mitarbeiter der HB Fertigungs-GmbH positioniert Last mit Demag V-Profilkran(Fotos: Demagcranes)

AnbieterverzeichnisProdukte & Dienstleistungen

Mit Ihrer Eintragung im Anbieterverzeichnis erreichen Sie planende und ausführende Bauingenieure.Kontakt: Tel. (030) 47031-252, Fax (030) 47031-230

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1© Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Stahlbau 85 (2016), Heft 1

Fachthemen

DOI: 10.1002/stab.201610352

Belastungsversuche an Bauwerken zur Bestimmung ihrer Rest-tragfähigkeit sind etabliert und werden schon seit längerer Zeit erfolgreich eingesetzt. Zerstörungsfreie Prüfverfahren bieten die Möglichkeit, den Bauwerkszustand zu beschreiben und mit die-sen Erkenntnissen den Tragfähigkeitsnachweis zu führen sowie Resttragfähigkeiten zu bestimmen. Ziel des hier vorgestellten For-schungsvorhabens ist es, das diesbezügliche Potenzial der zer-störungsfreien Bauteilprüfung zu ermitteln.

Contribution of non-destructive techniques to the evaluation of steel. For some time already established load tests are applied to analyze the remaining load bearing capacity of existing buildings. Nondestructive techniques offer the possibility to describe the stress of the structure. By using this information the remaining capacity can be checked. The objective of the R&D project pre-sented here is to identify the potential of the nondestructive ma-terial characterization for that purpose.

1 Einführung und Zielsetzung

In den letzten Jahren wurden sehr erfolgreich Tragfähigkeitsnachweise bestehender Gebäude mithilfe von Belastungsversuchen geführt. Probebelastungen wurden hauptsächlich dort eingesetzt, wo ein rechnerischer Nachweis keine ausreichende Tragfähigkeit ergab bzw. keinerlei oder keine ausreichende Bauwerksdokumentationen des bestehenden Bauwerks vorlagen. Der Vorteil von Probebelastungen ist, dass das wirkliche Tragwerk untersucht wird und nicht ein vereinfachtes Berechnungsmodell. Idealisierungen hinsichtlich Struktur und Material entfallen und die Systemreserven von Bestandsbauwerken werden effizient und wirtschaftlich ausgenutzt. Der Nachteil des experimentellen Tragsicherheitsnachweises liegt in den aufwendigen Versuchsaufbauten.

Gelingt es, mit zerstörungsfreien Prüfverfahren den Beanspruchungszustand und die Materialkennwerte eines bestehenden Tragwerks zu bestimmen, so kann man analog einer Probebelastung einen sehr wirtschaftlichen Tragfähigkeitsnachweis ohne aufwendige Versuchsaufbauten führen. Zerstörungsfreie Prüfverfahren (zfP) werden insbesondere in der metallerzeugenden und verarbeitenden Industrie und im Maschinenbau zur Detektion von Fehlstellen ebenso wie zur Charakterisierung von Bauteilzuständen eingesetzt. Der Vorteil der zfP ist neben der zerstö

rungsfreien Arbeitsweise die einfache Anwendung und hohe Messrate, sodass auch großflächige Bauteile wirtschaftlich vermessen werden können. Im Hinblick auf die Verbesserung des Tragfähigkeitsnachweises sind die Streckgrenzwerte und die im Bauteil herrschenden Spannungen zu ermitteln. Wenngleich die Streckgrenzwerte der Stahlprodukte von den Herstellern nach und ausgewiesen werden, sind sie bei Bestandsbauwerken doch häufig nicht für alle relevanten Bauteile bekannt. Eine zerstörungsfreie Bestimmung der Streckgrenze an den interessierenden Stellen der Bauteile hat erkennbare Vorteile. Die Kenntnis des Spannungszustandes und seiner örtlichen Veränderung ist eine notwendige Voraussetzung zur Ermittlung von Einwirkungen, die bereits etwaige Einflüsse aus Gleichgewicht am verformten System (Theorie II. Ordnung) sowie aus Imperfektionen berücksichtigen. Mit den so ermittelten Einwirkungen, die sich aus den gemessenen Spannungen bestimmen lassen, können die üblichen Tragsicherheitsnachweise geführt werden.

Die Herausforderung liegt zunächst in der Anpassung der zerstörungsfreien Prüftechnik zur Messdatenaufnahme an stahlbautypische Strukturen und in der Verbesserung der Messgenauigkeit. Anpassung der Prüftechnik und Verbesserung der Messgenauigkeit sind Inhalt dieses Beitrages; sie waren Ziele von überwiegend experimentellen Untersuchungen an Materialproben und Stahlträgern. Notwendige Verbesserungen wurden identifiziert, entsprechende Weiterentwicklungen werden kurz beschrieben und hinsichtlich ihrer Umsetzbarkeit bewertet. Damit kann nun die nächste größere Herausforderung angegangen werden, nämlich die Übertragung der Messergebnisse auf für Tragwerksplaner nutzbare Ergebnisse, die sich in die Formate der Standardnachweisverfahren im Stahlbau integrieren lassen.

2 Zerstörungsfreie Ermittlung des Streckgrenzwertes

Die Streckgrenze gibt die Spannung an, bei der die plastische Verformung des Stahles beginnt. Der Streckgrenzwert ist ein Qualitätsmerkmal und wird in der Regel im standardisierten Zugversuch an Hand von Proben bestimmt. Liefervorschriften geben für jede Stahlgüte den Streckgrenzwert und die erlaubte Streuung dieses Wertes an. Damit wird der Tatsache Rechnung getragen, dass die Mikrostruktur des Stahles, also z. B. die Orientierung der Kristallite, die Größe und Verteilung von Verbindungen des Eisens

Bewertung von Stahlbauwerken durch zerstörungs-freie Bestimmung von SpannungszuständenWirtschaftliche Tragfähigkeitsnachweise ohne aufwendige Probebelastungen

Christian FoxMarkus DoktorEckhardt SchneiderWolfgang Kurz

C. Fox/M. Doktor/E. Schneider/W. Kurz · Bewertung von Stahlbauwerken durch zerstörungsfreie Bestimmung von Spannungszuständen

2 Stahlbau 85 (2016), Heft 1

Hysteresekurve ab und werden mit Hallsonden und elektrischen Spulen aufgenommen und ausgewertet.

Das Prüfsystem des FraunhoferInstituts für Zerstörungsfreie Prüfverfahren (IZFP) MikroMach (Mikromagnetische Materialcharakterisierung), das in diesem Vorhaben zur Anwendung kam, erfasst die Wirkung des von außen angelegten, sich periodisch verändernden Magnetfeldes auf die magnetische Struktur des Materials. Die mikromagnetischen, magnetoelastischen und elektromagnetischen Materialeigenschaften werden durch das Messen der BarkhausenRauschamplitude, der inkrementellen Permeabilität, des Zeitsignals der Oberwellenanalyse der tangentialen Magnetfeldstärke und der Wirbelstromimpedanz erfasst. Damit werden charakteristische Änderungen, wie sie sich auch in der Hysteresekurve abbilden, festgestellt. Die in Bild 1 dargestellten typischen Kurvenverläufe werden durch die ebenfalls dargestellten einzelnen Messgrößen, wie z. B. den Wert des Maximums, den Abzissenwert des Maximums und den Halbwertsbreiten charakterisiert. Bis zu 41 Messgrößen können simultan aufgenommen und zur Charakterisierung des Bauteilzustandes ausgewertet werden. Bild 2 zeigt das Prüfsystem MikroMach. Eine detaillierte Beschreibung der physikalischen Grundlagen und des Prüfverfahrens ist u. a. in [1] bis [6] zu finden.

Das Potenzial der mikromagnetischen Verfahren zur Charakterisierung von Materialkennwerten und Bauteilzuständen liegt im Wesentlichen darin, dass die beim systematischen Ummagnetisieren stattfindenden BLOCHWandbewegungen und Drehprozesse in mikroskopischen Materialbereichen stattfinden, die ähnliche Linearabmessungen haben wie die metalltypischen Struktur und Mikrostrukturparameter, die auch die materialspezifischen Kenngrößen Streckgrenze, Zugfestigkeit und die Zustände Härte, Textur und Eigenspannungen beeinflussen. Damit lassen sich die Änderungen der elektro und mikromagnetischen Messgrößen (s. Bild 1) während des Ummagnetisierens u. a. auch mit der materialspezifischen Kenngröße Streckgrenze in Korrelation bringen. Dazu werden die Messgrößen an einer Materialprobe aufgenommen und der Zielgröße, z. B. der Streckgrenze, gegenübergestellt. Vergleichbar werden auch an einer zweiten, dritten, vierten, usw. Materialprobe mit jeweils unterschiedlichem Wert der Zielgröße (z. B. 280 MPa, 300 MPa, 320 MPa, 350 MPa

mit Legierungselementen und die herstellungsbedingten Eigenspannungen lokale Veränderungen des Streckgrenzwertes verursachen. Ebenso können insbesondere mehrachsige Lasteinwirkungen während der Nutzungsdauer oder schwingende Beanspruchungen oder Wärmeeinbringungen den Gefügezustand und damit den Streckgrenzwert lokal verändern. Zur Bestimmung des Streckgrenzwertes von ferromagnetischen Stahlqualitäten werden mikromagnetische Verfahren eingesetzt.

2.1 Mikromagnetisches Verfahren zur Streckgrenzwert- Bestimmung

Ferromagnetische Werkstoffe haben neben der Kornstruktur eine weitere Ordnung, die WEIß’schen Bezirke oder magnetischen Domänen, in denen die natürliche spontane Magnetisierung in einer bestimmten Größe und Richtung vorliegt. Unter dem Einfluss eines äußeren Magnetfeldes wachsen die energetisch günstig liegenden Domänen auf Kosten der anderen. Dabei werden die Domänenwände (BLOCHWände) vergleichbar einer Gitterstörung durch das metallische Gitter bewegt. Bei größeren äußeren Magnetfeldern wird die natürliche spontane Magnetisierung in die Richtung des äußeren Feldes gedreht. Gitterfehler, die mehr oder weniger zahlreich in jedem realen metallischen Werkstoff vorliegen, stellen mehr oder weniger starke Behinderungen bei dieser BLOCHWandbewegung und bei dem Drehprozess dar. Beide Prozesse, Wandverschiebung und Drehprozess, beschreiben die als Hysteresekurve bekannte Reaktion eines ferromagnetischen Materials unter dem Einfluss eines äußeren Magnetfeldes. Mit dem von außen angelegten Magnetfeld H ändert sich der magnetische Zustand B des Materials. Diese Hysteresekurve, wie in der Mitte von Bild 1 dargestellt, ändert ihre Form, wenn sich der Gefüge und/oder der Spannungszustand einer ferromagnetischen Materialprobe ändert. Bei den mikromagnetischen Verfahren wird ein oberflächennaher Bauteilbereich mit einer Dicke von < ca. 2 mm von einem äußeren Magnetfeld hin und her magnetisiert, sodass die BLOCHWände entsprechend hin und her bewegt oder die spontane Magnetisierungsrichtung gedreht werden. Die damit verbundenen Änderungen der elektromagnetischen Eigenschaften des Bauteilbereichs bilden sich in der veränderten

Bild 1. Magnetische Hysterese (Mitte) und Messgrößen des IZFP-Prüfsystems MikroMachFig. 1. Magnetic hysteresis and measuring quantities of the IZFP set-up MikroMach


3Stahlbau 85 (2016), Heft 1

men von unterschiedlichen Bauvorhaben bzw. Herstellern. Die im Zugversuch ermittelten Streckgrenzen lagen zwischen rund 240 MPa und 400 MPa. Bild 3 zeigt die Gegenüberstellung der mikromagnetisch und im Zugversuch ermittelten Streckgrenzwerte der angelieferten Trägerproben.

In Bild 3 sind auch die Streuungen der Einzelmessungen mit dem mikromagnetischen Verfahren dargestellt. Die mikromagnetisch bestimmten Streckgrenzwerte von 21 der vermessenen 43 Proben liegen innerhalb eines Streubandes von ± 20 MPa um die im Zugversuch festgestellten Werte. Die Gegenüberstellung zeigt die prinzipielle Möglichkeit auf, die Streckgrenze mittels mikromagnetischer Verfahren zerstörungsfrei am Bauteil zu bestimmen. Sie zeigt aber auch, dass noch eine größere Messgenauigkeit erreicht werden muss. Eine genauere zerstörungsfreie Bestimmung der Streckgrenze wird durch eine materialspezifischere Kalibrierung erwartet. Dazu werden die Materialproben hinsichtlich ihrer magnetischen Eigenschaften auf größtmögliche Ähnlichkeit untersucht und in Gruppen von Proben mit ähnlichen magnetischen Eigenschaften zusammengefasst. Für jede Gruppe wird dann eine gruppenspezifische Kalibrierung erstellt. Darüber hinaus werden Charakteristika definiert, die die Zuordnung einer Probe zu einer Gruppe ermöglichen (s. auch [6]).

etc.) die Messgrößen aufgenommen. Die Zielgrößen, hier Streckgrenzwerte, werden parallel in einem standardisierten Zugversuch ermittelt. Mithilfe einer multiparametrischen Regressionsanalyse werden die statistisch signifikanten Messgrößen festgestellt. Eine Modellfunktion wird in linear unabhängigen Basisfunktionen entwickelt. Dabei werden als Basisfunktionen Polynome mit den Messgrößen genutzt. Die Entwicklungskoeffizienten der Polynome werden so bestimmt, dass das Ergebnis die kleinste quadratische Abweichung vom Zielwert hat. Das so ermittelte Polynom ist die Kalibrierfunktion, die bei ihrer Anwendung aus den am Bauteil aufgenommenen Messgrößen die Zielgröße, hier den Streckgrenzwert, (rück) berechnet. Die zuverlässige Nutzung des Verfahrens setzt einen möglichst unverändert bleibenden Kontakt der Polschuhe des anregenden Magneten im Sensor mit der Bauteiloberfläche voraus, um so ein möglichst homogenes Magnetfeld im Prüfbereich zu erzielen. Die Standardausführung des Sensors mit halbrund ausgeführten Polschuhen und einem Polschuhabstand von 10 mm wurde als geeignet festgestellt.

2.2 Streckgrenzwert-Bestimmung

Die Qualität des Ergebnisses im Hinblick auf Auflösung und Genauigkeit hängt ganz wesentlich von der Qualität der Kalibrierung des MikroMachPrüfsystems ab. Es wurden an insgesamt 28 Stahlproben unterschiedlicher Qualität und Herkunft die mikromagnetischen Messdaten aufgenommen und zur Bestimmung der Kalibrierfunktion genutzt. Die im Zugversuch ermittelten Streckgrenzen hatten Werte von 284 MPa bis 777 MPa. Die Kalibrierfunktion enthält acht Messgrößen, die aus dem Barkhausenrauschen, der Überlagerungspermeabilität und dem Zeitsignal der tangentialen Magnetfeldstärke abgeleitet werden. Mit dieser Kalibrierfunktion wurden die Streckgrenzwerte am Steg und am Flansch von weiteren 43 von Projektpartnern bereitgestellten Trägern mikromagnetisch bestimmt und den zerstörend festgestellten Streckgrenzwerten gegenübergestellt. Die bereitgestellten Träger ka

Bild 2. IZFP Prüfsystem MikroMachFig. 2. IZFP set-up MikroMach

Bild 3. Vergleich der mikromagnetisch und im Zugversuch ermittelten Streckgrenzwerte an Proben aus angelieferten TrägernFig. 3. Comparison of yield strength values evaluated by micro-magnetic technique and in a tensile test experiment using samples of delivered beams



3.1 Ultraschallverfahren zur Bestimmung des Spannungszustandes

Die UltraschallSpannungsanalyse nutzt den Einfluss von Dehnungszuständen auf die Ausbreitungsgeschwindigkeiten von Ultraschallwellen. Dieser sogenannte akustoelastische Effekt ist unterschiedlich groß, abhängig von der Ausbreitungs und Schwingungsrichtung der Welle im Hinblick auf die Hauptdehnungsrichtungen. Das wird in Bild 4 deutlich, in dem die möglichen Ausbreitungs und Schwingungsrichtungen von Ultraschallwellen in einer Zugprobe und die relativen Änderungen der Schallgeschwindigkeiten als Funktion der elastischen Dehnung schematisch dargestellt sind. Für den hier interessierenden Fall der Spannungsanalyse an einem Stahlträger nutzt man die drei Wellenarten, die in Bild 4 mit Ausbreitung senkrecht zur Spannungsrichtung dargestellt sind. Im Fall einer Spannungsanalyse am Steg breiten sich alle drei Wellen über die Stegdicke aus. Die Longitudinalwelle (blau) schwingt in ihrer Ausbreitungsrichtung. Eine Transversalwelle schwingt zunächst in Richtung der Trägerlängen (violett) und dann in Höhenrichtung (gelb). Der im Träger vorliegende dreiaxiale Dehnungszustand verändert die Geschwindigkeiten der eingesetzten Wellen.

Unter Nutzung des allgemeinen Hooke’schen Gesetzes werden die Komponenten des Dehnungstensors durch die Komponenten des Spannungstensors ersetzt, sodass sich der akustoelastische Effekt wie folgt beschreiben lässt:

(VDD – VL)/VL = KL1 ⋅ σD + KL2 ⋅ (σL + σH) (1a)

(VDL – VT)/VT = KT1 ⋅ σD + KT2 ⋅ σL + KT3 ⋅ σH (1b)

(VDH – VT)/VT = KT1 ⋅ σD + KT2 ⋅ σH + KT3 ⋅ σL (1c)

V ist die Schallgeschwindigkeit, der erste Index bei V gibt die Ausbreitungsrichtung, der zweite die Schwingungsrichtung der Welle an. VDD ist also die Geschwindigkeit einer Longitudinalwelle, die sich in Dickenrichtung des Bauteils ausbreitet. VDL ist die Geschwindigkeit einer Transversalwelle, die sich in Dickenrichtung ausbreitet und in Längenrichtung schwingt. VL und VT sind die Ausbreitungsgeschwindigkeiten der Longitudinal und Transversalwelle im spannungsfreien Fall. Die KijWerte sind materialabhängige akustoelastische Kennwerte; sie wichten den Einfluss der jeweiligen Spannungskomponente auf die relative Geschwindigkeitsänderung. Diese Kennwerte werden experi

3 Zerstörungsfreie Bestimmung des Spannungszustandes

Der mechanische Spannungszustand eines Bauteiles ergibt sich aus der additiven Überlagerung von Eigenspannungen und Lastspannungen. Die insbesondere durch das Walzen und das Richten der Träger eingebrachten Eigenspannungen ändern sich über die Länge und Höhe eines Stahlträgers. Weitere lokal veränderliche Eigenspannungszustände resultieren aus der Verarbeitung der Stahlelemente, z. B. aus Schweißarbeiten. Auch die Lastspannungen in einer Stahlkonstruktion verändern sich örtlich. Eine Unterscheidung dieser beiden Beiträge zum wirksamen Spannungszustand ist weder möglich noch zielführend, denn beide Beiträge zum aktuellen Spannungszustand beeinflussen das statische und dynamische Bauteilverhalten. Alle teilzerstörenden und zerstörungsfreien Verfahren zur Spannungsanalyse, beispielsweise das RöntgenDiffraktions und das Bohrlochverfahren, messen den Dehnungszustand bzw. dessen Änderung nach Eingriff in den Spannungszustand und bestimmen die Spannungen unter Nutzung verfahrensspezifischer elastischer Materialkennwerte. Die Dicke der analysierten Oberflächenschicht liegt bei den Röntgenverfahren im Bereich weniger 10 µm, bei dem Bohrlochverfahren typischer weise bei wenigen mm. Ultraschallverfahren nutzen ebenso den Dehnungseinfluss auf die Messgröße, haben aber gegenüber den genannten Verfahren den Vorteil einer einfacheren und schnelleren Messdatenaufnahme, sodass auch großflächige Bauteile effizient vermessen werden können. Ultraschallwellen durchdringen Stahlkomponenten mit Dicken von einigen 100 mm und ermöglichen so eine Bestimmung der im gesamten Querschnitt wirkenden Spannungen. Messgrößen bei der UltraschallSpannungsanalyse sind die Laufzeiten bzw. Ausbreitungsgeschwindigkeiten der Ultraschallwellen.

Bei der Herstellung, insbesondere durch die plastische Verformung beim Walzen, werden die Körner in ihrer Ausrichtung verändert. Die Walztextur, die durch das Walzen verursachte bevorzugte Orientierungsverteilung der einzelnen Körner im Träger, hat u. a. richtungsabhängige elastische Eigenschaften zur Folge. Damit ändern sich auch die Ausbreitungsgeschwindigkeiten elastischer Wellen mit ihrer Ausbreitungs und Schwingungsrichtung im Hinblick auf die Längen und Höhenrichtung eines Trägers. Dieser Textureinfluss auf die Ausbreitungsgeschwindigkeit der Ultraschallwellen muss zur Spannungsanalyse separiert werden.

Bild 4. Ausbreitungs- und Schwin-gungsrichtungen von Ultraschall-wellen in einer Zugprobe und die relativen Änderungen der Schall-geschwindigkeiten als Funktion der elastischen DehnungFig. 4. Propagation and vibration directions of ultrasonic waves and the relative change of the wave ve-locities as a function of the elastic strain of a tensile test sample



suchten Trägern liegt eine Walztextur vor, die aber eine nur geringe elastische Anisotropie verursacht. Diese geringe Abweichung von der IsotropieForderung erlaubt auch eine Methodik zur Separierung des Textureinflusses durch Messungen mit einer Transversalwelle, deren Schwingungsrichtung systematisch aus der Längenrichtung in die Höhenrichtung der Träger gedreht wird. Diese Vorgehensweise wird in Abschnitt 4 beschrieben.

3.2 Ultraschallmesstechnik

Die Messgröße bei der UltraschallSpannungsanalyse ist die Laufzeit, die eine Welle zum Durchlaufen eines Bauteilbereiches braucht. Daraus werden dann die Bauteildicke ermittelt und die Werte der Schallgeschwindigkeiten berechnet. Die Welle breitet sich vom Prüfkopf auf der Stegvorderseite ausgehend über die Stegdicke aus, wird auf der gegenüberliegenden Stegoberfläche reflektiert und vom inzwischen als Empfänger geschalteten Prüfkopf wieder empfangen. Im Prüfgerät wird ein erstes Rückwandecho angezeigt. Ein Teil der Schallwelle wird auch von der Vorderseite reflektiert, durchläuft die Stegdicke ein zweites Mal, wird an der Rückseite reflektiert und wieder empfangen. So entsteht eine Rückwandechofolge, wie sie schematisch in Bild 5 dargestellt ist.

Das vom Projektpartner Fraunhofer IZFP bereitgestellte UltraschallPrüfsystem nutzt zwei Verfahren zur Messung der Laufzeit. Bei der Kreuzkorrelationsmethode werden z. B. das zweite und vierte Rückwandecho ausgewählt und, vereinfacht gesagt, auf der Zeitachse solange verschoben, bis sie sich möglichst deckungsgleich überlagern. Die notwendige Zeitverschiebung entspricht der Laufzeit, die die Welle zum viermaligen Durchlaufen der Dicke benötigt. Bei dem anderen Verfahren wird die Zeit gemessen, die zwischen jeweils gleichen Signalmerkmalen des zweiten und vierten Echos liegt. In Bild 5 ist es die Zeit Δt zwischen den jeweiligen größten Amplituden der beiden Signale. Bei weiteren Messungen wird der zeitliche Abstand zwischen anderen Amplituden oder auch zwischen den Nullstellen vor den Amplituden gemessen. Das genutzte System kann an jeder Messstelle bis zu 16 solcher LaufzeitEinzelmessungen durchführen und speichern.

mentell ermittelt; ihre Kenntnis ist notwendige Voraussetzung für die quantitative Spannungsanalyse. σD, σL und σH sind die Komponenten des normalisierten Spannungstensors, sie sind die in Dicken, Längen und Höhenrichtung im Steg wirkenden Spannungen. Vorangegangene Untersuchungen hatten zum Ergebnis, dass in ferritischen Stählen KL1 >> KL2, sodass die relative Änderung der Longitudinalwellengeschwindigkeit proportional zu der Spannungskomponente ist, die in Ausbreitungsrichtung wirkt. Ebenso wurde festgestellt, dass KT1 < KT2 >> KT3; sodass in erster Näherung die relative Änderung der Transversalwellengeschwindigkeit proportional zu der Spannungskomponente ist, die in der Schwingungsrichtung wirkt [7]. Die in Dickenrichtung wirkende Spannungskomponente σD ist an den Oberflächen Null und im Vergleich zu den beiden anderen Hauptspannungen im Steg klein. Dieser Spannungseinfluss wird vernachlässigt. Damit kann unter Nutzung der an jeder Messstelle am Steg gemessenen Laufzeit tDD und dem für die Longitudinalwellengeschwindigkeit VL0 in ferritischen Stählen typischen Wert VL0 = 6,0 mm/µs die Stegdicke D festgestellt werden.

Stegdicke D = VL0 ⋅ tDD. (2a)

Im Rahmen der hier vorgestellten Untersuchungen wurden die Beziehungen (1b) bzw. (1c) zunächst vereinfacht. Die unterschiedlich großen Werte für die akustoelastischen Materialkennwerte erlauben diese erste Näherung:

(VDL – VT)/VT = KT2 ⋅ σL (2b)

(VDH – VT)/VT = KT2 ⋅ σH (2c)

Der materialspezifische Kennwert KT2 wird entweder an Materialproben im Zugversuch (vgl. Bild 4) oder am Träger unter bekannten Lastsituationen bestimmt. Aus der an jeder Messstelle gemessenen Laufzeit der Longitudinalwelle wird unter Nutzung der Beziehung (2a) der lokale Wert der Stegdicke D ermittelt. Die Laufzeit der sich durch den Steg ausbreitenden und in Längenrichtung schwingenden Transversalwelle wird gemessen und mit der an der gleichen Stelle ermittelten Dicke die Geschwindigkeit VDL berechnet. Zur Ermittlung der Schallgeschwindigkeit im spannungsfreien Fall VT gibt es mehrere Möglichkeiten [7], hier wurde der Wert an spannungsarmen Stellen am Rand der Träger bestimmt. Die Division der berechneten relativen Geschwindigkeitsdifferenz durch den materialspezifischen akustoelastischen Kennwert ergibt den Wert der Spannung in Längenrichtung σL an dieser Messstelle (Beziehung (2b)). Vergleichbares Vorgehen hat den Wert der Spannung in Höhenrichtung σH zum Ergebnis (Beziehung (2c)). Eine Verbesserung der erzielbaren Spannungsergebnisse wird sich unter Nutzung der Beziehungen (1b) und (1c) ergeben, bei der der Einfluss der zweiten Spannungskomponente in der Stegebene auf die Transversalwellengeschwindigkeit berücksichtigt wird.

Es muss noch erwähnt werden, dass die angegebenen Beziehungen (1) in dieser Form streng genommen nur für isotrope Werkstoffe mit kubischer Kristallsymmetrie gelten. Und das auch nur, wenn die Ausbreitungs und Schwingungsrichtungen der Ultraschallwellen jeweils parallel zu einer Hauptspannungsrichtung sind. In den bisher unter

Bild 5. Schematische Darstellung einer Rückwandechofolge zur Messung der Ultraschalllaufzeit ΔtFig. 5. Schematic of a backwall echo sequence to measure the ultrasonic time-of-flight Δt

Time, t

Amplitude, AΔt



Träger 1 ist ein Profil IPE 300, der bei einer Stützweite von 2 300 mm in Trägermitte mit einer Last von bis zu 200 kN belastet wurde. Träger 2 und 3 bestehen aus Profilen IPE 200 mit einer Stützweite von 2300 mm und einer Belastung bis zu 70 kN. In unterschiedlichen Abständen von der Lasteinleitung wurde die Längsspannung an der Flanschinnenseite mittels DMS experimentell ermittelt und ergänzend dazu nach Stabstatik und mittels FEProgramm ABAQUS [9] berechnet. An den Stellen wurden die Laufzeiten der in Längenrichtung schwingenden Transversalwelle vor und nach der Lastaufbringung gemessen. Da die Messungen vor und nach der Spannungsaufbringung an der gleichen Stelle durchgeführt wurden, ist die Laufzeit die einzige Messgröße; der Laufweg (Dicke) kürzt sich aus der Beziehung (2b) heraus. Unter Nutzung der diesbezüglich umgeformten Beziehung (2b) wurde der akustoelastische Kennwert für die drei Träger bestimmt. Unter Nutzung der mittels FERechnung bestimmten Spannungswerte ergeben sich KT2Werte für Träger 1; 2 und 3 von 332,9; 315,2 und 319,1. Werden die mittels DMS bestimmten Spannungswerte herangezogen, ergeben sich mit 307,0; 299,0 und 265,1 kleinere Kennwerte. Es gibt keinen erkennbaren Zusammenhang zu den unterschiedlichen Materialeigenschaften der Träger. Für die weiteren Messungen wird der Mittelwert von 306,4 genutzt. Die Dimension des Kennwertes KT2 ist MPa pro Promille relative Geschwindigkeitsänderung. 306 MPa Zugspannungen σL verursachen damit eine Verringerung der Transversalwellengeschwindigkeit VDL um 1 ‰ (Beziehung 2b).

Unter Nutzung dieses materialspezifischen Kennwertes und der entlang je einer Messspur über den oberen druckbelasteten Flansch und über den unteren zugbelasteten Flansch ermittelten Transversalwellengeschwindigkeiten wurden die Längsspannungen bestimmt. Bild 7a und Bild 7b zeigen den Vergleich der mit Ultraschallverfahren ermittelten Längsspannungen mit den Ergebnissen der FiniteElemente und StabstatikBerechnungen. Die Messspuren verliefen vom Trägerende zum Lasteinleitungspunkt bei 115 cm; es wurden zwei Messreihen (Δ, o) je Messspur mit dem Ultraschallverfahren durchgeführt. Diese und vergleichbar gute Ergebnisse, die an den Trägern T2 und T3 erzielt wurden, zeigen, dass der gewählte Wert für den materialspezifischen Kennwert KT2 die Abhängigkeit der Transversalwellengeschwindigkeit vom Spannungszustand hinreichend gut beschreibt und nicht so sehr materialspezifisch ist, wie zunächst angenommen.

Wie die Beziehungen (2) verdeutlichen, müssen die Transversalwellengeschwindigkeiten an den Messstellen bestimmt werden. Dazu wird, wie schon erwähnt, die Longitudinalwellenlaufzeit gemessen und unter Annahme eines Wertes für die Longitudinalwellengeschwindigkeit VL der Laufweg und damit die Dicke berechnet. Damit wird klar, dass Auflösung und Genauigkeit der Dickenmessung durch die Genauigkeit der Laufzeitmessung einerseits und das Zutreffen der angenommenen Schallgeschwindigkeit andererseits bestimmt wird. Zur Ermittlung der Longitudinalwellengeschwindigkeit wurden Messpunkte am Flansch und am Steg von vier Trägerstücken so gewählt, dass eine Dickenmessung mit Mikrometerschraube möglich war. An insgesamt 53 Messstellen wurde die Dicke festgestellt und die Longitudinalwellenlaufzeit gemessen. Die daraus errechneten Werte der Longitudinalwellengeschwindigkeit

Zur Bestimmung der Stegdicken wurde ein handelsüblicher, normal einschallender LongitudinalwellenPrüfkopf (V109) mit 5 MHz Mittenfrequenz und einem Durchmesser von ca. 13 mm eingesetzt. Als Schallkoppelmittel wurde Fett genutzt. Zum Senden und Empfangen der normal einschallenden, linear polarisierten Transversalwelle wurde ein EMUS Sensor vom IZFP bereitgestellt (Elektromagnetisch induzierter Ultraschall). EMUS Sensoren bringen die Vorteile, dass kein Koppelmittel notwendig ist, die Sensoren leicht am Messort in andere Schwingungsrichtungen gedreht werden können und sie sich selbst magnetisch an der Messstelle halten. Die technischen Kenndaten des EMUSSensors sind ca. 2 MHz Mittenfrequenz und 10 × 10 mm2 aktive Sensorfläche. EMUSSensoren werden seit Jahren in der zerstörungsfreien Werkstoffprüfung eingesetzt [8].

Mit dem Ziel, möglichst zuverlässige Laufzeitwerte zu messen, wurden Lackierungen, Korrosionsrückstände und andere Verschmutzungen durch Beschleifen der Messstellen entfernt und eine Vorrichtung entwickelt, um u. a. die Drehung des Transversalwellensensors an der Messstelle zu stabilisieren. Neben den üblichen systembedingten und vom Messenden verursachten Messfehlern haben auch örtliche Veränderungen des Bauteilzustandes wie z. B. Ausscheidungen, kleine Fehlstellen, plastische Verformungen die Laufzeitänderungen zur Folge. Um fehlerhafte Laufzeitmessergebnisse zu erkennen und aus den Datensätzen zu eliminieren, wurden statistische Verfahren angepasst und Softwareroutinen geschrieben und eingesetzt. Andere mathematischstatistische Verfahren wurden angepasst, um den Textureinfluss sowie die Spannungswerte und deren örtliche Änderung genauer zu erfassen. In Abschnitt 5 werden diese Verfahren vorgestellt.

3.3 Bestimmung des materialspezifischen akusto-elastischen Kennwertes und der materialspezifischen Longitudinal-wellengeschwindigkeit

Der in den Beziehungen (2b), (2c) dargestellte proportionale Zusammenhang zwischen der Spannung bzw. der Spannungsänderung und der Transversalwellengeschwindigkeit bzw. der Geschwindigkeitsänderung wird durch den materialspezifischen akustoelastischen Kennwert KT2 beschrieben. Zur experimentellen Ermittlung dieses Wertes wurden drei Träger im 3PunktBiegeversuch belastet. Bild 6 zeigt den Versuchsstand.

Bild 6. Träger T1 in 3-Punkt-BiegersuchFig. 6. Beam T1 in the 3-point-bending test



lagen in einem engen Wertebereich von 5,973 mm/µs bis 6,013 mm/µs. Zur weiteren Nutzung wurde der Wert auf 6,000 mm/µs festgelegt. Bild 8 zeigt die Änderung der mittels Ultraschallverfahren ermittelten Stegdicke entlang der Steghöhe. Es wird festgestellt, dass der ermittelte Schallgeschwindigkeitswert für verschiedene Materialproben hinreichend gut zutrifft.

4 Trennung der Textureinflüsse bei der Spannungsanalyse4.1 Grundlagen der Vorgehensweise

Alle Stahlträger sind im Laufe des Herstellungsprozesses gewalzt und/oder gereckt worden. Die damit einhergehende plastische Verformung des Materials führt zu einer Änderung der Orientierung der Körner im Metall. Die Körner haben eine Vorzugsrichtung in Walzrichtung, d. h. in Längenrichtung eines Trägers. Diese Walztextur in Trägern hat u. a. zur Folge, dass die Geschwindigkeit der sich über die Stegdicke ausbreitenden Transversalwelle bei Schwingung in Längenrichtung größer ist als bei Schwingung in Höhenrichtung. Die Geschwindigkeitsunterschiede in den Richtungen werden von der Stärke dieser Walztextur im Träger beeinflusst. Zur Spannungsanalyse mittels Ultra

Bild 7a. Änderung der mittels Ultraschall- (Δ, o), FE-Rechnung und Stabstatik ermittel-ten Längsspannungen im druckbelasteten oberen Flansch vom Flanschende zur Last-einleitungsstelle bei 115 cmFig. 7a. Change of the longitudinal stress evaluated using ultrasound (Δ, o), FE- and structure calculation on the upper flange from the end of the flange towards the load-ing position at 115 cm

Bild 7b. Änderung der mittels Ultraschall- (Δ, o), FE-Rechnung und Stabstatik ermittel-ten Längsspannungen im zugbelasteten unte-ren Flansch vom Flanschende zur Lasteinlei-tungsstelle bei 115 cmFig. 7b. Change of the longitudinal stress evaluated using ultrasound (Δ, o), FE- and structure calculation on the lower flange from the end of the flange towards the load-ing position at 115 cm

Bild 8. Änderung der mittels Ultraschallverfahren bestimm-ten Stegdicke über die SteghöheFig. 8. Change of the thickness of the web along the height of the web, evaluated by ultrasonic technique



Bild 10 zeigt zwei gerechnete Schallgeschwindigkeitsänderungen über die Schwingungsrichtung unter der Annahme, dass der Texturfaktor 2 ‰ (obere Kurve) bzw. 5 ‰ (untere Kurve) ist. In Bild 11 wird der Einfluss der Aufweitung D gemäß Beziehung (4) deutlich.

schallverfahren muss der Einfluss der Textur auf die Schallgeschwindigkeiten bzw. Laufzeiten separiert werden. Bild 9 zeigt die experimentell ermittelte Änderung der Transversalwellengeschwindigkeit an Messstellen in der neutralen Achse eines unbelasteten Trägers. Wie erwartet, werden bei Schwingung entlang der Längsachse (0°, 180°) die größten Schallgeschwindigkeitswerte festgestellt, bei Schwingung in Höhenrichtung (90°) die geringsten.

Die Schallgeschwindigkeit ändert sich kosinusförmig mit dem Winkel der Schwingungsrichtung zur Längsachse des Trägers. Die größte relative Änderung der Geschwindigkeit mit der Schwingungsrichtung beträgt hier ca. 2,5 ‰. An einer anderen Stelle wurde der Maximalwert von 3,5 ‰ gemessen. Diese Texturfaktoren, hier 2,5 und 3,5 ‰, charakterisieren die Stärke der Walztextur. Die durch den Walzprozess verursachte Textur beeinflusst nicht nur die beiden Extremwerte der Transversalwellengeschwindigkeit in Längs und Höhenrichtung eines gewalzten Trägers, sondern auch deren Änderung mit der Schwingungsrichtung, d. h. die Aufweitung D der dargestellten kosinusförmigen Veränderung. Zur modellhaften Beschreibung des Textureinflusses wurden die Texturfaktoren über eine Zufallszahlbestimmung über den Träger zwischen 2,5 ‰ (min.Wert) und 3,5 ‰ (max.Wert) verteilt. Der Kosinusverlauf f („Textur“) über den Winkel W der Schwingungsrichtung bzgl. der Längsrichtung wird mit der folgenden Funktion bestimmt:

f(„Textur“) = (max + min)/2 ∙ ((max – min)/2 ∙ cos(W) (3)

Zur Charakterisierung der Aufweitung D wird folgende Funktion genutzt:

F(„Textur“) = (x + y)/2 + ((xy)/2 ∙ cos (2 W) × × (1/D) + ((D – 1 )/D) ∙ ((xy)/2) (4)

Bild 9. Änderung der Transversalwellengeschwindigkeit mit der Schwingungsrichtung an einer Messstelle auf der neutra-len Achse eines unbelasteten TrägersFig. 9. Shear wave velocity versus the direction of vibration on the neutral axis of an unloaded beam

Bild 10. Einfluss des Texturfaktors auf die Geschwindig-keitsänderung der Transversalwelle bei Schwingung parallel zur Längsrichtung (0°) und parallel zur Höhenrichtung (90°); bei Ansatz 1.002 ist der Texturfaktor 2 ‰, bei Ansatz 1.005 entsprechend 5 ‰Fig. 10. Influence of the texture coefficient on the change of the shear wave velocity with the vibration direction parallel to the length (0°) and parallel to the height (90°); texture coefficient is 2 ‰ (result 1,002) and 5 ‰ (result 1,005)

Bild 11. Einfluss des Aufweitungsparameters D auf die Änderung der Transversalwellengeschwindigkeit mit der Schwingungsrichtung der WelleFig. 11. Influence of the expansion factor D on the change of the shear wave velocity with the vibration direction of the wave



Bei der hier betrachteten Belastungssituation ändert sich die Spannung gemäß einer Sinuskurve mit dem Winkel zur Trägerlängsachse (0°). Bei der UltraschallSpannungsanalyse an einem belasteten Träger bewirkt der Spannungseinfluss eine sinusförmige und der Textureinfluss eine kosinusförmige Veränderung der Schallgeschwindigkeit bei Drehung der Schwingungsrichtung der Transversalwelle aus der Längs in die Höhen und wieder in die Längsrichtung des Trägers. Diese Bedingungen können für die Trennung der beiden Einflüsse herangezogen werden.

4.2 Überprüfung der Vorgehensweise

Zur Überprüfung der Vorgehensweise zur Trennung des Textureinflusses vom Spannungseinfluss bei der UltraschallSpannungsanalyse wurden die experimentell ermittelten Messunsicherheiten bei der Laufzeitmessung, bei der Bestimmung des akustoelastischen Kennwertes und bei der Bestimmung des Wertes der Schallgeschwindigkeit im spannungsfreien Fall durch die ermittelten Varianzen in einem Rechenmodell berücksichtigt.

Für den o. g. IStahlträger unter 4PunktBiegebelastung wurden mittels FEMethode an fünf Stellen entlang der neutralen Achse die Veränderungen des Spannungszustandes über den Winkel berechnet. Diese Spannungswerte wurden verrauscht, also gezielt mit unabhängig streuenden Fehlern versehen, die die Streuung der Messwerte abbilden. Zum Verrauschen wurden die zuvor ermittelten Häufungspunkte und Varianzen herangezogen (s. Abschnitt 5.3). Unter Verwendung der ebenfalls vorab ermittelten Schallgeschwindigkeit VT = 3 297 m/s, die den spannungsfreien Zustand charakterisiert, und des materialspezifischen akustoelastischen Kennwerts KT2 von

Die Walztextur verursacht also eine Veränderung der Transversalwellengeschwindigkeit bei Drehung der Schwingungsrichtung bezüglich der Längenrichtung des Trägers, die einer cosFunktion folgt. Durch die Aufweitung D und den Texturfaktor lässt sich die Form der Kurve beschreiben.

Auch die Spannungen in einem belasteten Träger ändern sich mit der Betrachtungsrichtung. Für den Fall eines Trägers mit Biege und Schubbeanspruchung gelten für die Spannung im Steg nach [10] folgende Richtungsabhängigkeiten:

(5)σ = σ + σ + σ − σ ϕ + τ ϕξ12

( ) 12

( ) cos2 sin2x z x z xz

(6)σ = σ + σ − σ − σ ϕ − τ ϕη12

( ) 12

( ) cos2 sin2x z x z xz

(7)τ = − σ − σ ϕ − τ ϕξη12

( ) sin2 cos2x z xz

Diese Spannungen sind also abhängig vom Schnittwinkel j zum Achsensystem. Unter bestimmten Schnittrichtungen, den Hauptrichtungen, nehmen sie ihre Extremwerte, die Hauptspannungen, an. Diese Richtungen ergeben sich mit dσξ/dj = 0 und dση/dj = 0 zu:

(8)ϕ =τ

σ − σtan2

2 xz

x z

Da die Tangensfunktion die Periode π hat, ergeben sich mit

tan 2j = tan 2(j + π/2) (9)

zwei senkrecht aufeinander stehende Hauptrichtungen, die die Gl. (8) erfüllen. Diese in die Gln. (7) bis (9) eingesetzt ergeben die Hauptspannungen:

(10)σ =σ + σ

±σ + σ

+ τ

2 21,2x z x z

2

xz2

Bild 12 zeigt den Verlauf der Spannungen als Funktion des Winkels von 0° (parallel zu Längsrichtung) bis 90° (parallel zur Höhenrichtung) und weiter bis 180°. Diese Spannungsverteilung wurde für eine Messstelle an einem IStahlträger unter 4PunktBiegebelastung bei einer Last von 2 × 87,5 kN, die im Abstand von jeweils 2 400 mm von den Auflagern aufgebracht wurde, berechnet. Die Stützweite betrug 6 800 mm. Die betrachtete Messstelle liegt auf der neutralen Achse des Steges etwa mittig zwischen Auflager und Lasteinwirkungsstelle. Die Hauptspannungen treten hier im Beispiel unter einem Winkel von j = 45° und j = 135° auf. Dies ist der Fall, wenn im Messpunkt nur Schubspannungen vorhanden sind. Bei den hier betrachteten symmetrischen IProfilen tritt auch hier die größte Schubspannung auf.

Mithilfe der aus der technischen Mechanik bekannten Formeln lassen sich die Normal und die Schubspannungen errechnen:

σx = σ1 ∙ cos2 j + σ2 ∙ sin2 j (11)

σy = σ1 ∙ sin2 j + σ2 ∙ cos2 j (12)

τ = (σ1 – σ2) ∙ sin j ∙ cos j (13)

Bild 12. Verlauf der Spannungen als Funktion des Winkels von 0° (parallel zu Längsrichtung) bis 90° (parallel zur Höhenrichtung) und weiter bis 180°; der Bezugspunkt liegt auf der neutralen Achse des Steges etwa mittig zwischen Auflager und LasteinwirkungsstelleFig. 12. Stress as a function of the angle (0° parallel to the length axis, 90° parallel to the height) in the neutral axis in the middle of the supports on beam T1 in the 3-point-bend-ing test



verändert. An den simulierten Messstellen, die 400 mm, 900 mm, 1 200 mm, 1 400 mm und 1 900 mm vom Trägerauflager entfernt lagen, betrug er 2,5 ‰, 3,2 ‰, 3,4 ‰, 2,8 ‰ und 2,7 ‰. Somit ergaben sich Schallgeschwindigkeitswerte als Funktion der Schwingungsrichtung, die vom Textur und Spannungszustand beeinflusst waren. Unter Ausnutzung der Beziehungen (3) und (4) wurde der Textureinfluss separiert. Dazu wurde der Texturfaktor T von 1 ‰ bis 5 ‰ in 0,001‰Schritten systematisch erhöht. Ebenso wurde der Aufweitungsparameter D in Schritten von 0,01 zwischen 0,1 bis 3 verändert. Die Kombination dieser Veränderungen erzeugt 1 164 291 Möglichkeiten, um die Kosinusfunktion des Textureinflusses über die gemessenen Veränderungen anzupassen. Mittels des Verfahrens der „kleinsten Fehlerquadrate“ wurde die bestmögliche Lösung gefunden.

Der so von dem Textureinfluss separierte Datensatz der Schallgeschwindigkeiten wurde nach der Formel (2b) in Spannungswerte umgerechnet und ist in Bild 13 als Funktion des Neigungswinkels in Bezug auf die Trägerlängsrichtung aufgetragen. Der erwartete sinusförmige Verlauf ist deutlich erkennbar. In ähnlicher Weise wurden die Messdaten an den anderen vier Stellen dieses Trägers behandelt.

Bild 14 zeigt die Differenz der aus simulierten Daten nach dem Ultraschallverfahren und mittels FiniteElementeMethode ermittelten Spannungen über dem Winkel zur Längsachse. Bei der Ermittlung nach dem Ultraschallverfahren wurde VT mit 3 297 m/s angesetzt. Wie erkennbar ist, gelang das iterative Vorgehen zur Korrektur des Texturfaktors an drei Messstellen, bei 1 200, 1 400, 1 900 mm sehr gut; die Abweichungen der ermittelten Spannungen bewegen sich um den Nullwert. An den beiden anderen Messstellen ist der tatsächlich vorliegende Textureinfluss nicht hinreichend separiert.

306 400 [MPa/relative Geschwindigkeitsdifferenz] wurden die Transversalwellengeschwindigkeiten berechnet. Auf diese Geschwindigkeitswerte wurde ein Textureinfluss addiert. Der Textureinfluss, charakterisiert durch den Texturfaktor, wurde an den fünf Messpunkten systematisch

Bild 13. Rückgerechneter Verlauf der Spannungen als Funk-tion des Winkels von 0° (parallel zu Längsrichtung) bis 90° (parallel zur Höhenrichtung) und weiter bis 180°; der Be-zugspunkt liegt auf der neutralen Achse des Steges etwa mittig zwischen Auflager und LasteinwirkungsstelleFig. 13. Recalculated Stress as a function of the angle (0° parallel to the length axis, 90° parallel to the height) in the neutral axis in the middle of the supports on beam T1 in the 3-point-bending test

Bild 14. Differenz der aus simulierten Daten nach dem Ultraschallverfahren und mittels Finite-Elemente-Methode ermittelten Spannungen über den Winkel zur Längsachse; hierbei wurde VT = 3 297 m/s gesetztFig. 14. Difference of stress values, evaluated by ultrasound using simulated data and calcu-lated by FEM versus the angle to the length direction of the beam; here VT = 3 297 m/s



einem Punkt zum nächsten wird nicht von VT sondern nur von der Größe des materialabhängigen akustoelastischen Kennwertes KT2 bestimmt.

In Bild 16 sind die an einer Messstelle unter Nutzung der vorher genannten Varianzen verrauschten Spannungswerte der FiniteElementeRechnung (weiß) dargestellt. Wie vorher beschrieben, wurden diese Spannungswerte unter Nutzung des materialspezifischen Kennwertes KT2 = 306 400 [MPa/relative Geschwindigkeitsdifferenz] und des Wertes VT = 3 297 m/s in Geschwindigkeitswerte umgerechnet. Diese wurden weiterhin durch den Einfluss einer Textur, charakterisiert durch den Texturfaktor und den Aufweitungsparameter, verrauscht. Anschließend wurden iterativ der Texturfaktor T und der Aufweitungsparameter D

Der Vergleich mit Bild 15 verdeutlicht den Einfluss des Wertes für die Schallgeschwindigkeit VT, die den spannungsfreien Fall charakterisiert. Wenn nun nicht wie zuvor ein über viele Messstellen festgestellter Mittelwert, sondern die an jeder Stelle im lastfreien Fall ermittelte Schallgeschwindigkeit VT herangezogen wird, ergibt sich der Vergleich mit den FEErgebnissen wie in Bild 15 dargestellt. Da dieser Wert für die Schallgeschwindigkeit die am konkreten Messpunkt einwirkenden Einflüsse der Eigenspannungen, der Textur sowie der lokalen Gefügeveränderungen beinhaltet, werden die erzielten Ergebnisse der UltraschallSpannungsanalyse verbessert. Wie aus den grundlegenden Gleichungen deutlich wird, verschiebt der VTWert den Spannungsnullpunkt. Die Änderung der Spannungen von

Bild 16. Vergleich der aus simulierten Daten nach dem Ultraschallverfahren und mittels Finite-Elemente-Methode ermittelten Span-nungen über den Winkel zur LängsachseFig. 16. Comparison of results of the ultra-sonic stress analysis using simulated data and the FE results for the change of stress along different angles to the length direction of the beam

Bild 15. Differenz der aus simulierten Daten nach dem Ultraschallverfahren und mittels Finite-Elemente-Methode ermittelten Spannungen über den Winkel zur Längsachse; hierbei wurden die lokal ermittelten Werte von VT genutztFig. 15. Difference of stress values, evaluated by ultrasound using simulated data and calcu-lated by FEM versus the angle to the length direction of the beam; here the locally evaluated VT data are used



Bild 17b. Streuung der ermittelten Dicken nach der Bereinigung von physikalisch nicht plausi blen WertenFig. 17b. Spread of the values after the elimi-nation of the non- numeric data

5 Statistische Verfahren zur Verbesserung der Messwerte5.1 Eliminierung von physikalisch unplausiblen Messwerten

Bei der Messung kam es vor, dass bei der Auswertung die Amplituden der Rückwandechos fehlerhaft erkannt wurden. Es wurde dann beispielsweise zur Ermittlung der Laufzeit Δt die Amplitude des ersten oder des dritten Rückwandechos zur Ermittlung der Laufzeit herangezogen (s. Bild 5). Dadurch entstehen Laufzeitfehler und in der Folge fehlerhafte Werte für die Schallgeschwindigkeiten. Anhand der bekannten Dicke und der für die Ultraschallausbreitung in Stahl typischen Ausbreitungsgeschwindigkeiten (6,0 mm/µs der Longitudinalwelle und 3,3 mm/µs der Transversalwelle) lässt sich ein Fenster festlegen, in dem sich die korrekten Geschwindigkeitswerte befinden müssen. Dieses Fenster kann bspw. bei der Longitudinalwellenmessung mit einer Breite von 6,0 mm/µs ± 0,05 mm/µs festgelegt werden. Sollte sich ein Messwert nicht in diesem erwarteten Zeitfenster befinden, wird er

solange variiert, bis der kosinusförmige Textureinfluss bestmöglich die Messergebnisse abbildete. Die auf diese Weise vom Textureinfluss bereinigten Transversalwellengeschwindigkeiten wurden in Spannungswerte umgerechnet. Der Vergleich mit den originär verrauschten Spannungswerten vermittelt die Qualität des iterativen Vorgehens zur Separierung des Textureinflusses. Die besonders gute Übereinstimmung bei Winkeln um 90° ist rein zufällig.

Die hier beschriebene Vorgehensweise zur Trennung von Textureinflüssen bei der zerstörungsfreien Bestimmung von Spannungen in Stahlträgern kann, wie dargestellt, bei weniger stark ausgeprägter Walztextur erfolgreich genutzt werden. Vorgehensweisen zur Trennung von stärker ausgeprägten Textureinflüssen sind veröffentlicht (z. B. in [7]); sie setzen eine größere Anzahl von Laufzeitmessungen über die Trägerlänge voraus und nutzen Beziehungen der Spannungsgleichgewichtsbedingungen aus. Die Anpassung dieser Vorgehensweise wird neben der Verbesserung der Messtechnik zur Laufzeitermittlung Schwerpunkt weiterführender Arbeiten.

Bild 17a. Streuung der ermittelten Dicke vor der Bereinigung von physikalisch nicht plau-siblen WertenFig. 17a. Spread of the values before the elimination of the non- numeric data



Diese Messwertabweichungen werden als mehrdimensionale Zufallsvariable X bezeichnet. Daraus wurde mithilfe der Statistikumgebung R [11] die Dichtefunktion f(X) ermittelt. Eine solche ist beispielhaft in Bild 18 dargestellt. Die Abszissenachse zeigt den Wert Δσi in MPa, auf der Ordinatenachse ist die relative Dichte, d. h. die relative Häufigkeit des Auftretens der Abweichungen dargestellt. In Bild 18 lassen sich bei der Verteilung zwei Häufungspunkte bei ca. 8 MPa und 26,5 MPa erkennen. Zur Illustration dieser Verteilung wurden Kerndichteschätzer verwendet. Mithilfe dieser konnten grafisch darstellbare Verteilungen erzeugt werden, die Ähnlichkeiten zu den ermittelten Verteilungen aufwiesen. Es war eine Ähnlichkeit zu zwei ineinander liegenden Normalverteilungen erkennbar. Mithilfe statistischer Tests (KolmogorovSmirnovTest) wurde dies über alle Messreihen statistisch signifikant nachgewiesen. Diese Kombination von zwei Normalverteilungen wird als DoppelNormalverteilung bezeichnet. Sie hat, resultierend aus den beiden Normalverteilungen, zwei Häufungspunkte mit jeweils eigenem Erwartungswert und eigener Varianz. Es ergaben sich hier die Häufungspunkte bei 8 MPa und 26,5 MPa mit den zugehörigen Varianzen von 3 [MPa]2 und 13 [MPa]2 mittels Clusteringverfahren.

5.4 Verrauschen von Messdaten mithilfe simulierter Messfehler

Mit der in Abschnitt 5.3 beschriebenen Abschätzung der Fehler bei der Ultraschallmessung lassen sich Messfehler simulieren. Es werden dabei unabhängig identische Zufallszahlen auf dem Intervall [0, 1] uniform verteilt und in die Inverse der bestimmten Verteilungsfunktion (Doppelte Normalverteilung) eingesetzt. Die Daten werden durch die Addition dieser Zufallszahlen (die simulierten Fehler bei der UltraschallSpannungsanalyse) verrauscht.

als fehlerhaft klassifiziert und eliminiert. Es ergibt sich nach dieser Bereinigung die in Bild 17 dargestellte Verteilung der Dickenbestimmung a) vor und b) nach dieser Bereinigung.

5.2 Quantil-Ausreißer-Schätzer

Für den hier beschriebenen Anwendungsfall wurde das Verfahren des QuantilAusreißerSchätzers konzipiert. Dieser bestimmt aus dem verbleibenden Datensatz den Quantilsabstand. Dieser lässt sich durch den Parameter „Quantilbreite“ noch zusätzlich stauchen. Messwerte, deren Abstand zum gegen Ausreißer robusten Median größer sind als dieser so bestimmte Wert, werden als Ausreißer klassifiziert. Der Mittelwert der noch vorhandenen Daten entspricht dem Wert, bei dem die Dichte auch vor der Bereinigung schon am größten war. Es werden somit zur Bestimmung des Messwertes nur die Werte herangezogen, die bei der Messung auch schon den zahlenmäßig größten Anteil hatten.

5.3 Abschätzung des Fehlers bei der Ultraschall- Spannungsanalyse

Wie in Abschnitt 3.3 erläutert, wurden an drei Versuchsträgern die aufgebrachten Spannungen mittels Ultraschallverfahren, mittels FiniteElementeVerfahren und DMSMessung bestimmt. Die Werte der DMSMessung und der FiniteElementeMessung ergaben gute Übereinstimmungen. Dies ließ die Möglichkeit zu, die Messwertabweichung Δσi der mittels Ultraschallverfahren (σUltraschall,i) ermittelten Spannungen und der etablierten Verfahren (σFE,i bzw. σDMS,i) in den einzelnen Messpunkten i zu ermitteln.

(14)∆σ = σ − σi Ultraschall,i FE/DMS,i

Bild 18. Verteilungsdichte der bestimmten MessabweichungenFig. 18. Density of the measurement errors



ben wurden die bekannten Verfahren auf die Anwendungen im Bauwesen adaptiert und ihre grundsätzliche Anwendbarkeit nachgewiesen. Darüber hinaus wurden mathematische Verfahren angewandt, um die Messwerte zu bereinigen, die Effekte der wesentlichen Einflussparameter zu separieren und die daraus resultierenden Ergebnisse des Spannungsverlaufes zu glätten.

In einem nächsten Schritt sollen nun aus den geglätteten Spannungsverläufen Schnittgrößen und Schnittkraftverläufe rückgerechnet werden. Auch hierzu können wegen der Abhängigkeiten der gemessenen Spannungswerte untereinander keine einfachen Standardverfahren herangezogen werden. Darüber hinaus sollen geeignete Geräte weiterentwickelt und für die Anwendungen im Stahlbau adaptiert werden, die die sichere, einfache und schnelle Messwertaufnahme erlauben und geringere Messfehler als die bisher verfügbaren Geräte aufweisen. In Kombination mit der weiterentwickelten Auswertesoftware soll so ein Expertensystem für die zerstörungsfreie Zustandsbewertung bestehender Stahlbauwerke entstehen.

Danksagung

Das Forschungsvorhaben „Bestandsbewertung von Stahlbauwerken mithilfe zerstörungsfreier Prüfverfahren“ der Forschungsvereinigung Stahlanwendung e.V. wurde über die AiF im Rahmen des Programms zur Förderung der industriellen Gemeinschaftsforschung und entwicklung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages als IGFVorhaben 466 ZN gefördert. Das Vorhaben wurde in Zusammenarbeit des FraunhoferInstituts für Zerstörungsfreie Prüfverfahren (IZFP) in Saarbrücken und des Fachgebiets Stahlbau der Technischen Universität Kaiserslautern durchgeführt. Es war in die Aktivitäten des Forschungsschwerpunkts HiPerCon (High Performance Composite Constructions) der Technischen Universität Kaiserslautern eingebunden.

5.5 Glättung von ermittelten Spannungsverläufen

Bei den durch ein Regressionsmodell ermittelten Spannungsverläufen lassen sich Auffälligkeiten in der Struktur der Residuen, den Abständen der Schätzwerte zum wirklichen Wert feststellen. Statistische Untersuchungen deuten auf Abhängigkeiten der Fehler in einem Messpunkt zu den Fehlern in den beiden vorangegangenen und nachfolgenden Messungen hin. Der lokale Fehler lässt sich durch die Fehler der beiden vorigen und folgenden Messpunkte darstellen. Die dabei festgestellte NichtKausalität im Sinne der Zeitreihenanalyse lässt in diesem Fall das Anwenden von bekannten Standardverfahren nicht zu. Die Parameter des für dieses Vorhaben korrigierten Modells eines nichtkausalen „MovingAverageProzesses“, s. Gleichung (15), müssen mittels Gitteroptimierung geschätzt werden.

(15)t j t j

j 2,j 0

2

∑ε = α ε −=− ≠

Dadurch gelingt es nicht zwangsläufig, alle durch die vorhandenen Abhängigkeiten bedingten Modellfehler zu korrigieren. Jedoch werden die aus Abhängigkeiten resultierenden Fehler dadurch stark reduziert, was zu einer deutlichen Glättung der Spannungsverläufe entlang einer Messstrecke in Trägerlängsrichtung führt (s. Bild 19).

6 Zusammenfassung und Ausblick

Zerstörungsfreie Prüfverfahren haben das Potenzial für eine umfassende Analyse von Beanspruchungen und Beanspruchbarkeiten bestehender Stahlbauwerke. Damit treten sie in Wettbewerb mit dem etablierten Verfahren der Probebelastungen. Die Anwendung von mikromagnetischen Verfahren sowie Ultraschallverfahren zur Analyse von Werkstoffeigenschaften und zuständen sowie zur Spannungsanalyse ist grundsätzlich bekannt, wird jedoch bisher im Bauwesen nicht genutzt. In dem hier vorgestellten Vorha

Bild 19. Vergleich der (Spline-) Rekonstruktion des Momentenverlaufes mit Zeitreihe (rot) und ohne (blau)Fig. 19. Comparison of the (spline-) reconstruction of the moment curve with “Time Series Anal-ysis” (red) and without (blue)



freien Werkstoffprüfung. Dissertation. Universität des Saarlandes 1986.

[9] SIMULIA ABAQUS.[10] Gross, D., Hauger, W., Schröder, J., Wall, W. A.: Technische

Mechanik 2, Elastostatik. Heidelberg: Springer 2012.[11] R Core Team R: A language and environment for statistical

computing. R Foundation for Statistical Computing, Vienna, Austria, 2015.

Autoren dieses Beitrages:Christian Fox M.Eng.Fachgebiet Stahlbau, TU KaiserslauternPaul-Ehrlich-Straße, Geb. 1467663 [email protected]

Dipl.-Math. Markus DoktorArbeitsgruppe Statistik, TU KaiserslauternGottlieb-Daimler-Straße, Geb. 4867663 [email protected]

Dr.-Ing. Eckhardt SchneiderDorfstraße 7166292 [email protected]

Prof. Dr.-Ing. Wolfgang KurzFachgebiet Stahlbau, TU KaiserslauternPaul-Ehrlich-Straße, Geb. 1467663 [email protected]

Literatur

[1] Dobmann, G.: Physical Basics and Industrial Applications of 3MAMicromagnetic Multiparameter Microstructure and Stress Analysis. European Conference on NonDestructive Testing. Moskau 2010.

[2] Ackermann, J.: Die BarkhausenRauschanalyse zur Ermittlung von Eigenspannungen im Stahlbau. Veröffentlichung des Instituts für Stahlbau und Werkstoffmechanik der Technischen Universität Darmstadt 2008, H. 86.

[3] Szielasko, K.: Entwicklung messtechnischer Module zur mehrparametrischen elektromagnetischen Werkstoffcharakterisierung und prüfung. Dissertation. Naturwissenschaftliche Fakultät der Universität des Saarlandes 2009.

[4] Wolter, B., Kern, R., Schneider, E., Bucholtz, O.-W., Hof-mann, U., Meilland, C.: Zerstörungsfreie Bestimmung von Qualitätsmerkmalen bei der Grobblechfertigung. DGZfPJahrestagung 2005.

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[6] Schneider, E., Bindseil, P., Boller, C., Kurz, W.: Stand der Entwicklungen zur zerstörungsfreien Bestimmung der Längsspannungen in Bewehrungsstäben von Betonbauwerken. Beton und Stahlbetonbau (2012), H. 4, S. 244–254.

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[8] Hübschen, G.: Senkrecht zur Einfallsebene polarisierte Ultraschalltransversalwellen, Elektromagnetische Wandlung, Ausbreitung und Anwendungspotenziale in der zerstörungs

Firmen und Verbände

Online-Tool zur energetischen Vordimensionierung von VHF

Ab Januar 2016 gelten für Neubauten erhöhte Anforderungen an die Energieeffizienz. Bei der Optimierung des Energiebedarfes von Bauwerken spielt der UWert von Fassadenaufbauten eine wichtige Rolle. Für Architekten, Planer und Verarbeiter bietet der Fachverband vorgehängte hinterlüftete Fassaden (FVHF) ein OnlineTool als Unterstützung bei der Vorplanung. Das kostenfreie Programm ermöglicht es, zu einem sehr frühen Zeitpunkt der Planung bauwerksbezogene Anforderungen an die Unterkonstruktion und Wärmedämmung zu formulieren.

Um die Ausschreibung durch eine produktneutrale energetische Qualitäts

und SollUWert der geschlossenen Wandflächen ermittelt das Programm im ersten Schritt die sich ergebende Mindestanforderung an die Effizienzklasse der Unterkonstruktion (Wärmebrückeneffizienzklasse ΔU) bei Begrenzung der Dämmstoffdicke auf maximal 240 mm. In einem zweiten Berechnungsschritt kann vom Programmnutzer die Dicke des Dämmstoffes von 60 mm bis 300 mm und dessen Wärmeleitfähigkeitsgruppe variiert und die sich daraus ergebende geänderte Effizienzklasse der Unterkonstruktion abgelesen werden.

Das herstellerneutrale FVHFEffizienzTool ist unter www.fvhf.de/Fassade/ Effizienztool zu finden.

www.FVHF.de

anforderung zu ergänzen, hat die Projektgruppe UWert des FVHF die Einführung von Effizienzklassen für die Fassadenunterkonstruktionen erarbeitet. Das neue FVHFEffizienzTool ermittelt die erforderliche Dämmstoffdicke und die zu fordernde energetische Effizienzklasse einer vorgehängten hinterlüfteten Fassade, in Abhängigkeit eines bestimmten SollUWertes der Außenwand. Das Tool ermöglicht somit, die Anforderungen an den Dämmstoff und die Unterkonstruktion, unabhängig von der genauen Detaillierung, zu formulieren.

Aus diesen vier Einflussgrößen Material und Dicke des Verankerungsgrundes, Wärmeleitfähigkeit der vorgesehenen Dämmung, pauschaler Korrekturfaktor

Fachthemen

DOI: 10.1002/stab.201610347

16 © Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Stahlbau 85 (2016), Heft 1

Fachwerkstäbe, die mittels Knotenblechanschlüssen an die Gurte von Fachwerken angeschlossen werden, weisen unter Umstän-den eine reduzierte Druckbeanspruchbarkeit auf. Der Grund hier-für liegt häufig in der reduzierten Steifigkeit des Knotenblechs ge-genüber dem Fachwerkstab. Reine festigkeitsbasierte Nachweise an den Knotenblechen reichen dann nicht aus, um auch die For-derung des Stabilitätsnachweises einzuhalten.Im vorliegenden Beitrag werden die Einflüsse einzelner Parame-ter sowie die Erfordernisse bei der Modellbildung für Fachwerk-stäbe mit Knotenblechanschlüssen aufgezeigt. Weiterhin werden Konstruktionsregeln vorgestellt, die den Anwender bei der Ermitt-lung der erforderlichen Knotenblechsteifigkeit unterstützen kön-nen.

The influence of gusset plates on the bearing behaviour of truss members in compression. Web members of trusses may be con-nected to the top or bottom chord by gusset plates, which might lead to a reduction of their buckling resistance. This is due to the smaller stiffness of the gusset plate in comparison to the member. A design of the plate based on the strength of the material only is not sufficient in these cases since the stability must be checked too.In this paper the effects of various parameters are presented. Furthermore it is shown how web members and gusset plates should be modelled to obtain reasonable results. Design aides are given to help determining an appropriate stiffness.

1 Einleitung

DIN EN 1993-1-1 [1] gibt im Anhang BB.1.1 für das Biege-knicken von Bauteilen in Fachwerken oder Verbänden folgende Vorgaben: „Bei Fachwerken und Verbänden darf die Knicklänge Lcr für Gurtstäbe in allen Richtungen und bei Fachwerkstäben für Biegeknicken aus der Stegebene gleich der Systemlänge L angesetzt werden, […] wenn keine geringere Knicklänge durch genauere Betrachtung gerechtfertigt wird. […] Fachwerkstäbe in Stegen können mit einer kleineren Knicklänge als der Systemlänge für Biegeknicken in der Ebene nachgewiesen werden, wenn die Verbindungen zu den Gurten und die Gurte dieses auf-grund ihrer Steifigkeit und Festigkeit zulassen (z. B. falls geschraubter Mindestanschluss mit zwei Schrauben). Un-ter solchen Bedingungen und für übliche Fachwerke darf die Knicklänge Lcr für Gitterstäbe für Biegeknicken in der Stegebene auf 0,9 L abgemindert werden, […].“

Die maximale Knicklänge Lcr senkrecht zur Fachwerk-ebene entspricht demnach der Systemlänge des zu unter-suchenden Stabes, wie in Bild 1 dargestellt. Bild 2 zeigt die Situation für einen Stab mit geringerer Steifigkeit im Be-reich des Anschlusses. Setzt man weiterhin auf der siche-ren Seite liegend die gelenkige Lagerung voraus und wählt den mittleren Stabbereich als Bezugsstab, dann ergibt sich für diesen Stab immer eine größere Knicklänge als die Sys-temlänge.

Verschiedene Untersuchungen zum Einfluss der An-schlüsse auf das Stabilitätsverhalten von druckbelasteten Stäben liegen bereits vor (s. z. B. [8], [9], [12], [15], [21], [23], [24], [25]), wobei es sich jedoch um spezielle Anwendungs- oder gar Schadensfälle handelt.

2 Der Einfluss der Anschlusssteifigkeit auf die Knickfigur

Die Knickfiguren der meisten Stäbe und auch Stabzüge weisen eine symmetrische Form auf. Untersuchungsergeb-nisse in jüngerer Zeit haben jedoch gezeigt, dass die Anschlussbedingungen der Stäbe zu einer antimetrischen Eigenform des 1. Eigenwertes führen können. Die nachfol-genden Untersuchungen beschränken sich auf einen symmetrisch aufgebauten Stabzug, wie in Bild 3 darge-stellt. Die durchgeführten Berechnungen fanden jeweils am halben System unter Ausnutzung der Symmetriebedin-gungen statt.

Zum Einfluss von Knotenblechanschlüssen auf das Tragverhalten von druckbelasteten Fachwerkstäben

Jörg LangeTobias Abel

Bild 1. Eulerstab IIFig. 1. Euler column II

Bild 2. Gelenkig gelagerter Stab mit unterschiedlichen SteifigkeitenFig. 2. Pin-ended column with variation of stiffness over length

J. Lange/T. Abel · Zum Einfluss von Knotenblechanschlüssen auf das Tragverhalten von druckbelasteten Fachwerkstäben


gen sind gemäß den Gln. (1) und (2) gewählt worden. Für andere Längenverhältnisse ergeben sich ähnliche Kurven, die [8] entnommen werden können.

(1)c 1

1c L

EI

1*

1 1

1

=+

⋅ϕ

(2)c 1

1c L

EI

2*

2 1

1

=+

⋅ϕ

Da reale Bauteile in den seltensten Fällen eine starre Ein-spannung oder eine ideal gelenkige Lagerung besitzen, dienen die angesetzten Drehfedern der Erfassung dieser elastischen Einspannungen. Die Verhältnisse dieser Dreh-federsteifigkeiten bzw. die Verhältnisse der Stabsteifigkei-ten und -längen haben Einfluss auf die 1. Eigenform. Den Ergebnissen der Untersuchungen kann entnommen wer-den, unter welchen Umständen ein System eher zur sym-metrischen oder zur antimetrischen Versagensform neigt. Für bestimmte Rand- bzw. Übergangsbedingungen kann eventuell eine der beiden Versagensformen ausgeschlossen werden, so dass sich weitere Untersuchungen vereinfa-chen. Für eine Vielzahl von Fällen ist dies jedoch nicht von vornherein möglich und hängt im Einzelfall letztendlich von der Modellierung respektive der Ausführung ab.

3 Eigenwertanalysen mit Hilfe der FEM3.1 Konstruktionsregeln für Knotenblechanschlüsse

Aus Platzgründen wird an dieser Stelle auf die ausführliche Beschreibung und Herleitung der zugrunde gelegten Kon-struktion in [8] und [22] sowie auf Bild 5b verwiesen.

3.2 Der Einfluss des Stabwinkels auf den Eigenwert

Diagonalstäbe in Fachwerken unterliegen bestimmten geo-metrischen Randbedingungen. Sie verlaufen geneigt unter einem Winkel α zwischen Gurt und Diagonale. Die daraus

Die Auswertung der Knicklängenbeiwerte β bezogen auf den Eulerstab II zeigen, dass für die meisten Steifig-keitsverhältnisse der beiden Drehfedern der Eigenwert für symmetrisches Knicken kleiner ist als der für antimetri-sches Knicken. Es gibt jedoch Kombinationen, bei denen sich das Verhältnis umkehrt bzw. beide Eigenformen den gleichen Eigenwert besitzen. Die Begünstigung der einen oder der anderen Versagensform hängt lediglich von den Rand- bzw. Übergangsbedingungen ab.

Eine Auswertung der Eigenwerte für symmetrisches und antimetrisches Knicken mit Hilfe des Weggrößen-verfahrens gibt die Steifigkeitsverhältnisse, bei denen die Eigenwerte für symmetrisches und für antimetrisches Knicken identisch sind. Bild 4 zeigt diese Kurven für ein kon stantes Längenverhältnis von L1 = L/10 und unter-schied liche Steifigkeitsverhältnisse EI1/EI2.

Alle hier dargestellten Kurven beginnen in der oberen rechten Ecke des Bildes (kinematisches System). Aus Über-sichtlichkeitsgründen sind die Kurven der kleineren Stei-figkeitsverhältnisse nicht bis dorthin dargestellt. Eine Be-sonderheit stellen die beiden Verläufe für die Steifigkeits-verhältnisse EI1/EI2 = 1,0 und 0,1 dar. Sie führen nicht bis zur linken Seite des Diagramms. Der Grund hierfür ist, dass ab dem Punkt, an dem diese Kurven jeweils enden, die Änderung der Lagerbedingung c1

* keine Rolle mehr spielt, da es zum Knicken des mittleren Stabbereiches ana-log zum Eulerstab II kommt. Somit tritt zwar symmetri-sches Knicken ein, allerdings ist nur der mittlere Stabbe-reich betroffen. Die Lagerungs- und Übergangsbedingun-

Bild 3. Stabzug mit Drehfedern, symmetrischer AufbauFig. 3. Symmetrical beam with rotational springs as compa-tibility condition

Bild 4. Grenzkurven für symmetrisches und antimetrisches Knicken für L1 = L/10Fig. 4. Limiting curve for symmetric and anti-symmetric buckling for L1 = L/10



chen Stabes ist in Bild 5a (in Verbindung mit Bild 5b) zu sehen. Es wird der Einfluss des Winkels α auf die Knicklast untersucht und welche Rolle dabei die Torsionssteifigkeit GIT des Querschnitts spielt. Als Ergebnis einer solchen Be-rechnung ist in Bild 6 die Knickfigur eines HEA 300-Pro-fils mit Scharniergelenklagerung dargestellt.

Durch die Farbkonturen sind die Verdrehungen um die Stablängsachse gekennzeichnet (Bild 6 rechts). Der Stab ist zusätzlich 90° um seine Längsachse gedreht darge-stellt, um auch den Biegeknickanteil (um die schwache Achse) zu verdeutlichen (Bild 6 links). Es ist ersichtlich, dass die Verdrehung in Stabmitte gleich Null ist und die Verdrehungen zu den Stabenden antimetrisch zunehmen.

Wie an der Verformungsfigur erkennbar ist, kommt es durch die vorgegebene Lagerung des Stabes zu einer Über-lagerung von Biegeknicken und Drillknicken, die für die Grenzen des Winkels α getrennt voneinander auftreten. Für α → 90° tritt reines Biegeknicken und für α → 0° reines Drillknicken auf.

Das statische System eines derart gelagerten Stabes ent-spricht einem Einfeldträger mit Gabellagerung in Feldmitte. Die Knicklasten ergeben sich getrennt voneinander zu:

(3)N EILcr,EulerII

2

cr2

= π ⋅

(4)NGI

icr,T

p2

=ϑ

wobei Ncr,EulerII nach Gl. (3) der Eulerschen Knicklast für den gelenkig gelagerten Einfeldträger entspricht und Ncr,ϑ nach Gl. (4) der Drillknicklast für einen Einfeldträger mit Gabellagerung in Feldmitte. Die Drillknicklast weicht von der Drillknicklast eines Einfeldträgers mit Gabellagerungen an den Auflagern ab, da die dort systemimmanente Wölb-behinderung in Feldmitte aufgrund der symmetrischen Ver-formung im vorliegenden Fall nicht auftritt.

resultierende Geometrie des Knotenblechs kann [8] ent-nommen werden (s. auch Bild 5). Entlang des Anschlusses zwischen Knotenblech und Gurtstab wird eine Scharnier-gelenklagerung unter Vernachlässigung elastischer Ein-spannungen angesetzt, wobei Verformungen aus dem Gurtstab selbst nicht berücksichtigt werden.

Die gewählte Lagerungsart hat aufgrund der Geo metrie Einfluss auf die Verformung des Stabes beim Knicken. Der ausknickende Stab wird beim Knicken aus der Ebene her-aus zusätzlich tordiert. Die Verdrehung des Stabes ist dabei in Stabmitte Null und wird zu den Enden hin größer.

Die Auswirkung auf die Knicklast unter derartigen Lagerungsbedingungen wird im Folgenden dargestellt, zu-nächst nur für den reinen Stab ohne Berücksichtigung der Knotenblechanschlüsse. Das statische System eines sol-

Bild 5. Diagonalstab mit ScharniergelenkenFig. 5. Diagonal member with hinge joints

b)

a)

Bild 6. Knickfigur eines Diagonalstabes mit ScharniergelenkenFig. 6. Buckled shape of a diagonal member with hinge joints



handelt und die Biegeknicklast je Profil nur noch von der Knicklänge abhängt, lässt sich sagen, dass im Allgemeinen größer werdende Verhältniswerte auf der Abszisse für klei-nere Knicklängen stehen. Die gedrungenen Systeme befin-den sich somit im Diagramm weiter rechts und die schlan-ken Systeme befinden sich weiter links. Auf der Ordinate der Diagramme ist der Eigenwert aus der FE-Berechnung für den Einfeldträger mit Scharniergelenken ins Verhältnis zum Eigenwert für reines Biegeknicken gesetzt worden, um die Ergebnisse für die verschiedenen Profile und Sys-temlängen in einem Diagramm abbilden zu können.

In beiden Diagrammen ist erkennbar, dass der Eigen-wert des Einfeldträgers mit Scharniergelenken unter dem jeweiligen Winkel α abhängig von der Torsionssteifigkeit des Systems ist. Dabei ist feststellbar, dass für Stäbe mit Werten < 1 auf der Abszisse der Eigenwert des Stabes mit Scharniergelenken gegenüber dem Eulerstab II günstiger wird. Ebenfalls ist erkennbar, dass mit größer werdendem Winkel der Einfluss deutlich abnimmt. Dieser Einfluss des Torsionswiderstandes auf den Eigenwert des Einfeldträgers mit Scharniergelenken lässt sich so interpretieren, dass bei-spielsweise schlanke Systeme mit einer geringen Biege-knicklast und im Verhältnis dazu einer hohen Drillknick-last durch die aufgezwungene Verdrillung des Stabes eine Erhöhung des Widerstands gegen Knicken erfahren. Um-gekehrtes gilt für gedrungene Systeme mit hohen Verhält-niswerten auf der Abszissenachse. Solche Systeme weisen eine höhere Biegeknicklast auf, die für flache Winkel durch die geringere Drillknicklast des Systems negativ beeinflusst werden. Es ist allerdings festzuhalten, dass für Systeme mit offenen Querschnitten im baupraktischen Bereich die Ab-weichung in der Regel unter 10 % liegt.

3.3 Ermittlung der Drehfedersteifigkeit

Zur Ermittlung der Drehfedersteifigkeit sind in [8] verschie-dene Parameter, wie Knotenblechdicke, Schweißnahtdicke,

Bei der Drillknicklast nach Gl. (4) handelt es sich um einen konstanten Wert. Er ist von der Länge des Systems unabhängig und wird lediglich von Querschnittsgrößen und Materialparametern bestimmt. Wenn auch die Verfor-mungen der Knickfiguren für Biegeknicken und Drillkni-cken des statischen Modells des Einfeldträgers mit Gabel-lagerung in Feldmitte den beiden Grenzwerten für α → 0 und α → 90° entsprechen, so sind die Systeme dennoch nicht identisch. Im Fall des Einfeldträgers mit Gabellager in Stabmitte sind die Verformungen ϑ und v′ nicht mitein-ander gekoppelt. Sie können sich unabhängig voneinander einstellen. Die Knicklast dieses Systems ergibt sich aus dem Minimum aus Biegeknicklast und Drillknicklast.

Beim Stab mit Scharniergelenken nach Bild 5a sind die Verdrehungen ϑ und v′ jedoch nicht entkoppelt. Aus diesem Grund lässt sich auch der Eigenwert des Systems nicht aus dem Minimum der entkoppelten Eigenwerte für Biegeknicken bzw. Drillknicken ermitteln. Lediglich für die beiden Grenzwerte von α entsteht eine Entkopplung der Verformungen und die Eigenwerte können auf bekannte Weise analytisch bestimmt werden. Für alle Winkel dazwi-schen ist der Eigenwert des Einfeldträgers mit Scharnierge-lenken von beiden Steifigkeiten EIz und GIT abhängig.

In Bild 7 sind die Ergebnisse der Eigenwertuntersu-chungen des Einfeldträgers mit Scharniergelenken in zwei Diagrammen dargestellt. Bei den Berechnungen wurden aus den vier Profilreihen verschiedene Profilhöhen ausge-wählt. Für jedes ausgewählte Profil sind mit dem FEM-Programm ANSYS die Eigenwerte unter Variation des Winkels α bestimmt worden. Für α wurden dabei Werte von 10° bis 80° in 10°-Schritten gewählt. Exemplarisch zeigt Bild 7 die Ergebnisse für α = 10° (links) und α = 40° (rechts). Auf der Abszissenachse ist der Verhältniswert zwi-schen der Knicklast für reines Biegeknicken nach Gl. (3), d. h. für α = 90°, und der Knicklast für reines Drillknicken nach Gl. (4), d. h. für α = 0° aufgetragen. Da es sich bei der Drillknicklast für jedes Profil um einen konstanten Wert

Bild 7. Ergebnisse der Eigenwertberechnung des Einfeldträgers mit ScharniergelenkenFig. 7. Results of an eigenvalue calculation of a member with hinge joints



steifigkeit cϕ2 hat. cϕ2 kann allgemein als Funktion dieser Parameter angegeben werden:

c f I /I ; b /h ; Profilreihe;2 z,KB z,profil KB D( )= αϕ (7)

mitIz,KB Trägheitsmoment des Knotenblechs aus der Fach-

werkebene herausIz,profil Trägheitsmoment des Walzprofils aus der Fachwerk-

ebene herausbKB Breite des Knotenblechs im relevanten SchnitthD Höhe der Diagonaleα Winkel zwischen Diagonale und Gurtstab

Auch hier wird für die detaillierte Herleitung auf [8] ver-wiesen.

Die so ermittelten Größen für EI1 = EIKB und cϕ2 kön-nen genutzt werden, um mit Hilfe eines Stabwerkpro-gramms den 1. Eigenwert für einen Stab nach Bild 3 zu berechnen. Die in [8] durchgeführten Parameterstudien haben gezeigt, dass mit Hilfe eines derartigen Stabwerks-modells der 1. Eigenwert für solche Diagonalstäbe mit aus-reichender Genauigkeit ermittelt werden kann.

3.5 Anwendung bei zweiseitig gelagerten Knotenblechen

Eine denkbare Variante der Anschlusskonstruktion mit Knotenblechen zu der in Bild 8 gezeigten, ist eine mit zwei-seitig übereck gelagerten Knotenblechen, wie sie in Bild 9 zu sehen sind. Als Anwendungsbeispiele seien Verbandsstäbe genannt, die sowohl an die Stütze als auch an den Riegel angeschlossen sind oder auch Ständerfachwerke, deren Dia-gonalen druckbeansprucht sind. Wenngleich man beim Ständerfachwerk bestrebt ist, die Konstruktion so auszufüh-ren, dass die Diagonalen Zugkräfte und die Pfosten Druck-kräfte aufnehmen, so kommt der umgekehrte Fall durchaus auch in der Praxis (z. B. in Montagezuständen) vor.

Die Übereck-Lagerung wird in Form von Navierlage-rungen entlang der beiden Blechkanten modelliert. Eine ausreichende Steifigkeit der angrenzenden Bauteile, die diese Annahme rechtfertigen, wird vorausgesetzt.

Um die Eigenwerte für diese Konstruktion mit Hilfe des Ersatzstabes nach Bild 3 berechnen zu können, sind wiederum Festlegungen zur Ermittlung der Drehfederstei-figkeiten erforderlich. Die Auswertung der Knotendreh-winkel entlang der Systemlinie zeigt eine gegen Null stre-bende Verdrehung in der Knotenblechecke am Schnitt-punkt der beiden Navierlagerungen. Dieses Ergebnis legt nahe, beim Ersatzstabmodell eine Einspannung an dieser Stelle anzusetzen. Das bedeutet, dass der Wert für die La-gerfeder gegen unendlich strebt cϕ1 → ∞.

Allerdings ist auch eine Modifikation der Drehfeder-steifigkeit cϕ2 vorzunehmen. Anstelle von Gl. (6) ist Gl. (8) zu verwenden.

c c (b ) c (b )2 2 KB,1 2 KB,2= +ϕ ϕ ϕ (8)

Die anzusetzende Drehfedersteifigkeit ist in diesem Fall gerade doppelt so groß wie im Fall der Scharniergelenk-lagerung. Die Ursache liegt vermutlich in der Drillsteifig-

Knotenblechabmessungen sowie der planmäßige Spalt zwi-schen Profilende und Knotenblech untersucht worden. Dazu wurden geometrisch einfache Systeme gewählt, um den Einfluss der einzelnen Parameter erfassen zu können.

3.4 Anwendung der Ergebnisse für Diagonalstäbe in Strebenfachwerken

Dieser Ansatz wurde auf Fachwerkstäbe von Strebenfach-werken erweitert. Dabei ist insbesondere der Einfluss das Stabwinkels α von Bedeutung, der letztlich in einer Anpas-sung der Drehfedersteifigkeit am Querschnittswechsel mün-det.

Bild 8 zeigt zum einen als Ergebnis einer FE-Berech-nung die Eigenform eines Diagonalstabes mit Knotenblech-anschluss. Die Farbkonturen veranschaulichen die Verfor-mung aus der Fachwerkebene heraus. Zum anderen sind dort geometrische Größen dargestellt, mit deren Hilfe so-wohl die Biegesteifigkeit des Knotenblechs selbst als auch die Parameter zur Bestimmung der Größe der Drehfeder-steifigkeit am Profilende bestimmt werden.

(5)I Il t

12z,1 z,KBKB KB

3

= =⋅

(6)c

c (b )

2

c (b )

222 KB,1 2 KB,2= +ϕ

ϕ ϕ

Die Ermittlung der Drehfedersteifigkeit erfolgte letztlich in Anlehnung an Prinzipien der technischen Mechanik auf numerischem Wege. Dazu wurden Parameterstudien über alle Profilreihen hinweg durchgeführt und so der Einfluss der einzelnen Parameter ermittelt. Dabei zeigte sich, dass eine Vielzahl von Parametern Einfluss auf die Drehfeder-

Bild 8. Ausgeknickter Diagonalstab mit Knotenblechan-schluss und KnotenblechgeometrieFig. 8. Buckled shape of a diagonal member with gusset geometry



(10)1I

I0,7 ·

h

LKB,hilf

2

2

3 D

I

Γ = −

−

I2/3 h t

12KB,hilfD KB

3

=⋅ ⋅

(11)

Die Steifigkeit des Anschlussbereiches lässt sich nach Gl. (9) bestimmen. Dazu wird zur Ermittlung des Trägheitsmo-mentes die komplette Länge entlang der Navierlagerung des Knotenblechs angesetzt. Zur Ermittlung der wirksa-men Breite ist die angesetzte Länge mit dem Faktor Γ nach Gl. (10) abzumindern. Dieser Faktor ist von den Steifig-keits- und Geometrieverhältnissen der Anschlusskonstruk-tion abhängig. Der Einfluss der Steifigkeitsverhältnisse wird durch den zweiten Summanden von Gl. (10) erfasst. Hierzu ist zuerst ein so genanntes Hilfsträgheitsmoment nach Gl. (11) zu ermitteln. Dies beschreibt das Flächen-trägheitsmoment eines Blechstreifens mit einer Breite, die 2/3 der Profilhöhe hD entspricht. Dieses Hilfsträgheitsmo-ment ist dann ins Verhältnis zum Profilträgheitsmoment I2 zu setzen. Je größer die Blechdicke wird, desto größer wird auch das Steifigkeitsverhältnis und umso geringer wird der Faktor Γ und damit auch die wirksame Blechbreite.

Der zuvor beschriebene Effekt der Veränderung der wirksamen Blechbreite aufgrund von veränderten Steifig-keitsverhältnissen kann somit näherungsweise erfasst wer-den. Der dritte Summand in Gl. (10) beschreibt die geome-trischen Verhältnisse des Knotenblechs. Diese werden bei den hier untersuchten Konstruktionen in erster Linie durch die Profilhöhe hD und die Anschlusslänge L1 beein-flusst. L1 wiederum ist abhängig von α. Mit kleiner wer-dendem Winkel verkürzt sich die Anschlusslänge. Das Profilende rückt näher an die Navierlagerung heran, was eine relative Versteifung des Knotenblechs zur Folge hat, die wiederum einer weiteren Reduzierung der wirksamen Blechbreite bedarf. Die Erfassung der voran beschriebenen Zusammenhänge erlaubt eine Anwendung des Ersatzstab-modells auf die übereck gelagerten Knotenblechkonstruk-tionen.

keit der Platte. Grundsätzlich ist festzuhalten, dass es sich hier um ein Näherungsverfahren handelt, welches den zweidimensionalen Lastabtrag des Knotenblechs mit einem eindimensionalen Stabmodell erfasst. Daher sind Modifi-kationen für die speziellen Anwendungsbeispiele notwen-dig, die dann in der Lage sind, das Tragverhalten der Kon-struktion ausreichend genau widerzuspiegeln.

Um nun Berechnungen mit Hilfe des Ersatzstabmo-dells durchführen zu können, ist die Ermittlung der Steifig-keit des Knotenblechabschnittes notwendig. Bei den Unter-suchungen hierzu hat sich gezeigt, dass zum einen die Blech-geometrie einen Einfluss besitzt, zum anderen aber auch das Steifigkeitsverhältnis zwischen Profil und Knotenblech eine Rolle spielt. Vergleicht man hierzu die beiden Verformungs-figuren in Bild 9, so kann man erkennen, dass bei gleicher Blechgeometrie und gleicher Systemlänge die Verformungen des Knotenblechs in Abhängigkeit von der Knotenblech-dicke bzw. -steifigkeit stark unterschiedlich sind.

Während bei einem weichen Blech die Krümmungen und Verformungen nahe an die Navierlagerung heranrei-chen, so ist bei einem steifen Blech der gering verformte Bereich deutlich größer. Die Untersuchungen haben ge-zeigt, dass bei gleicher Geometrie aber unterschiedlichen Steifigkeitsverhältnissen aufgrund einer veränderten Blechdicke nicht die gleiche wirksame Blechbreite zur Er-mittlung der Anschlusssteifigkeit angesetzt werden kann. In gleicher Weise, in der sich die Krümmungen und Verfor-mungen des Knotenblechs bei steifer werdendem Blech vom gelagerten Rand weg verschieben, wird auch die wirk-same Blechbreite von diesem Rand weg verschoben und verkürzt sich dadurch. Die Konturlinie des Farbwechsels von dunkelblau nach hellblau gibt hier qualitativ diese Ver-änderung der wirksamen Blechbreite wieder. Die folgen-den Gleichungen verdeutlichen dies.

(9)I I ·h l /2 · t

121 KBKB KB KB

3( )= = Γ

+

mithKB Höhe des Knotenblechs, vertikal gelagerte Blechkante lKB/2 horizontale Blechkante

Bild 9. Knickfigur für HEB 300 mit übereck gelagertem Knotenblech, tKB = 30 mm (links) bzw. tKB = 70 mm (rechts)Fig. 9. Buckled shape of a profile HEB 300 with diagonally supported gusset plate with tKB = 30 mm (left) resp. tKB = 70 mm (right)



Es werden die Eigenwerte des Ersatzstabes nach Bild 3 bestimmt und in Bezug zum Eigenwert des zugehörigen Eulerstabes II gesetzt, welcher die gleiche Gesamtlänge L besitzt.

(12)N

N0,95cr,analyt.

cr,EulerII

≥

Die Länge des mittleren Stabbereiches L2 wird so lange verändert, bis die Ungleichung (12) gerade erfüllt ist. Die Forderung, dass der Verhältniswert der Eigenwerte größer als 0,95 sein soll, ergibt sich vor allem aus der numerischen Problematik, dass sich die Eigenwerte asymptotisch einan-der annähern. Der Eigenwert des Ersatzstabes nach Bild 3 wird immer kleiner sein als der des entsprechenden Euler-stabes II. Aus diesem Grund wurde als Grenze 0,95 festge-legt. Da die elastische Einspannung des Knotenblechs in das Gurtprofil durch die Schweißung unberücksichtigt bleibt, erscheint diese Grenze durchaus vertretbar. Die Er-gebnisse der durchgeführten Berechnungen können Bild 10 entnommen werden.

Auf der Abszisse von Bild 10 ist das Längenverhältnis L1/L und auf der Ordinate sind die zugehörigen Steifig-keitsverhältnisse EI1/EI2 aufgetragen. Gut erkennbar ist ein ähnliches Verhalten über alle Profile und Winkel hin-weg. Mit steigendem Längenverhältnis L1/L ist ein über-proportionaler Anstieg des erforderlichen Steifigkeitsver-hältnisses erkennbar.

Aufgrund der Streuung der Kurven mit größer werden-dem L1 und aufgrund des zuvor gewählten Grenzwertes von 0,95 wird der etwas konservative Ansatz nach Gl. (13) vorgeschlagen, um das erforderliche Steifigkeitsverhältnis bestimmen zu können.

(13)EI

EI220

L

L1

2

1

2,2

≥ ⋅

Diese Gleichung entspricht der durchgezogenen schwar-zen Grenzkurve in Bild 10. Das Trägheitsmoment I1 ist

4 Konstruktionsregeln

Die folgenden Regeln sollen bei der Bestimmung der Kno-tenblechdicken und dem Konstruieren des Anschlusses helfen.

4.1 Konstruktionsregeln für Diagonalen in Strebenfachwerken

Dieser Abschnitt bezieht sich auf Diagonalen in Streben-fachwerken, die mittels Knotenblechen an die Gurte ange-schlossen sind und bei denen keine weitere Aussteifung des Knotenblechs vorliegt. Die stabilisierende Wirkung einer angrenzenden Zugdiagonalen wird dabei auf der sicheren Seite liegend vernachlässigt. Es wurden Parameterstudien mit Hilfe der FEM durchgeführt. Die Ergebnisse der Eigen-wertberechnung für den 1. Eigenwert wurden ins Verhält-nis zum Eigenwert für den Eulerstab II gesetzt.

Betrachtet man die Ergebnisse der Parameterstudien in [8], so wird deutlich, dass die Ergebnisse tendenziell für die untersuchten Profile, Längenverhältnisse und Steifig-keitsverhältnisse ähnlich sind. Sie nähern sich mit kleiner werdendem L1 asymptotisch dem Wert 1 an. Für L1/L → 0 strebt das Eigenwertverhältnis Ncr,FEM/Ncr,Euler II → 1. Je nach Knotenblechdicke bzw. der Anschlusssteifigkeit ge-schieht dies bei kleineren bzw. größeren Werten für L1/L, wobei sich diese Untergrenze der Knotenblechdicke aus dem Spannungsnachweis ergibt.

Diesen Zusammenhang gilt es zu definieren, um eine Beziehung zwischen Steifigkeits- und Längenverhältnis herzustellen. Da sich die analytischen Berechnungen der Eigenwerte am Ersatzstab mit Drehfedern als geeignet ge-zeigt haben, sind im Weiteren die Berechnungen nur am analytischen Modell durchgeführt worden. Ziel ist es, die Steifigkeit des Knotenblechs so definieren zu können, dass die Annahme eines Eulerstabes II, wie in der Norm vorgeschlagen, gerechtfertigt bleibt. Dazu werden zu vor-handenen Steifigkeitsverhältnissen die Längenverhält-nisse so variiert, dass die Forderung gerade eingehalten wird.

Bild 10. Grenzsteifigkeitsverhält-nis für StrebenfachwerkeFig. 10. Stiffness-limit for truss members



Das einzuhaltende Mindeststeifigkeitsverhältnis kann Gl. (15) entnommen werden. In diesem Fall liegen die Kur-ven sehr dicht beieinander, da im Falle des übereck gela-gerten Knotenblechs keine Korrektur der Drehfedersteifig-keit cϕ2 notwendig ist, welche ihrerseits auf die Wirkung der Torsionssteifigkeit zurückzuführen ist.

EI

EI1,7

L

L1

2

1

1,7

≥ ⋅

(15)

Wählt man eine Kombination aus Längen- und Steifigkeits-verhältnissen, die links bzw. oberhalb der Grenzkurve liegt, so ist der Eigenwert des gesamten Systems stets höher als der des zugehörigen Eulerstabes II.

Literatur

[1] DIN EN 1993-1-1:2010-12, Eurocode 3: Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten – Teil 1-1: Allgemeine Bemes-sungsregeln und Regeln für den Hochbau.

[2] DIN EN 1993-1-1 / NA: 2010-12, Nationaler Anhang – Na-tional festgelegte Parameter zu DIN EN 1993-1-1.

[3] DIN EN 1993-1-5:2010-12, Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten – Teil 1-5: Plattenförmige Bauteile.

[4] DIN EN 1993-1-8:2010-12, Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten – Teil 1-8: Bemessung von Anschlüssen.

[5] DIN 1025-5:1994-03, Warmgewalzte I-Träger, IPE-Reihe, Maße, Masse, statische Werte.

[6] DIN EN 10025:2005-02, Warmgewalzte Erzeugnisse aus Baustählen.

[7] DIN EN 10034:1994-03, I- und H- Profile aus Baustahl – Grenzabmaße und Formtoleranzen.

[8] Abel, T.: Untersuchungen zum Einfluss von Knotenblechan-schlüssen auf das Tragverhalten von druckbelasteten Fach-werkstäben. Dissertation, Technische Universität Darmstadt, 2012.

[9] Dietz, H., Wörner, M.: Druckbeanspruchte Fachwerkstäbe mit exzentrischen Knotenblechanschlüssen. Teil 1 + Teil 2. Stahlbau 81 (2012), H. 8, S. 643–664 und H. 10, S. 766–779.

[10] Kindmann, R.: Stahlbau – Teil 2: Stabilität und Theorie II. Ordnung. Berlin: Ernst & Sohn 2008.

hierbei nach Gl. (5) zu ermitteln. Über den in Gl. (13) aus-gedrückten, annähernd quadratischen Zusammenhang lassen sich Anschlüsse konstruieren, die beim Gesamtsys-tem zu keiner nennenswerten Reduzierung der Knicklast im Vergleich zum Eulerstab II führen.

4.2 Konstruktionsregeln für Diagonalen mit zweiseitig gelagerten Knotenblechen

Das gleiche Vorgehen wie im vorherigen Abschnitt wird im Folgenden für Konstruktionen mit übereck gelagerten Knotenblechen beschrieben. Betrachtet man auch hierzu die entsprechenden Ergebnisse in [8], so ist erkennbar, dass es auch für solche Konstruktionen Kombinationen aus Längen- und Steifigkeitsverhältnissen gibt, deren Eigen-wert geringer als der des entsprechenden Eulerstabes II ist.

In der Regel liegen die Eigenwerte über denen des Eulerstabes II, das heißt, es liegt eine elastische Einspan-nung durch den Anschlussbereich vor. Allerdings ergeben sich für große Längenverhältnisse L1/L und kleine Steifig-keitsverhältnisse EI1/EI2 Eigenwerte auch unterhalb de-rer des Eulerstabes II. Da in diesem Fall jedoch keine asymptotische Annäherung der beiden Eigenwerte anein-ander vorliegt, wird hier als Grenzwert 1,0 festgelegt. Die Abgrenzung kann Gl. (14) entnommen werden.

N

N1,0cr,analyt.

cr,EulerII

≥

(14)

Auch in diesem Fall wird die Stablänge L2 variiert, bis die Forderung gerade erfüllt ist. Die Eigenwerte des Ersatzsta-bes mit Drehfedern werden entsprechend Abschnitt 3.5 er-mittelt und den Eigenwerten des zugehörigen Eulerstabes II mit gleicher Gesamtlänge L gegenübergestellt. Die Ergeb-nisse können Bild 11 entnommen werden. Wiederum ist ein überproportionaler Anstieg des Steifigkeitsverhältnisses bei größer werdendem Längenverhältnis erkennbar, aller-dings erwartungsgemäß deutlich schwächer ausgeprägt als in Bild 10.

Bild 11. Grenzsteifigkeitsverhältnis für übereck gelagerte KnotenblecheFig. 11. Stiffness-limit of diago-nally supported gusset plates



[23] Unterweger, H., Ofner, R.: Traglast von Verbandsstäben aus Hohlprofilen mit quasi-zentrischem Knotenblechanschluss. Stahlbau 78 (2009), H. 6, S. 425–436.

[24] Unterweger, H., Taras, A.: Hohlprofile mit beidseits zent-risch eingeschlitzten Knotenblechen – Drucktragverhalten und Bemessungsvorschlag. Stahlbau 80 (2011), H. 11, S. 839–851.

[25] Unterweger, H., Taras, A.: Hohlprofilstäbe mit eingeschlitz-ten Knotenblechen als Druckstäbe – konventioneller Knick-nachweis ausreichend? Bauakademie Biberach (Hrsg.): 33. Stahlbauseminar 2011. Neu-Ulm, Wien, 2001, S. 1–37.

[26] Unterweger, H., Taras, A., Hafner, S.: Druck- und biegebe-anspruchte Stäbe mit dünnwandigem Hohlkastenquerschnitt. Stahlbau 83 (2014), H. 12, S. 880–889.

[27] Vette, J.: Tragverhalten von Stabanschlüssen und Fach-werkknoten mit ausgeschnittenen Knotenblechen. Disserta-tion. Ruhr-Universität Bochum, 2011.

[28] Wolf, C.: Tragfähigkeit von Stäben aus Baustahl – Nicht-lineares Tragverhalten. Stabilität, Nachweisverfahren. Disser-tation. Ruhr-Universität Bochum, 2006.

Autoren dieses Beitrages:Univ.-Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange, Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik, TU Darmstadt, Franziska-Braun-Straße 3, 64287 [email protected]. Tobias Abel, bauart Konstruktions GmbH & Co. KG, Spessartstraße 13, 36341 Lauterbach, [email protected]

[11] Kindmann, R., Wolf, C.: Geometrische Ersatzimperfektio-nen für Tragfähigkeitsnachweise zum Biegeknicken von Druckstäben. Stahlbau 78 (2009), H. 1, S. 25–34.

[12] Kraus, M., Niebuhr, H. J.: Hangar für drei Großraumflug-zeuge. Stahlbau 79 (2010), H. 1, S. 1–10.

[13] Lindner, J., Scheer, J., Schmidt, H.: Erläuterungen zu DIN 18800 Teil 1 bis Teil 4. Beuth Kommentare. Berlin: Ernst & Sohn 1998.

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[22] Suppes, A.: Tragverhalten und Optimierung von ausge-klinkten Knotenblechen in Fachwerkbindern. Dissertation. Technische Universität Darmstadt, 1998.

Aktuell

Jugend forscht: 50-jähriges Jubiläum des Gründungsaufrufs

„Bildungsnotstand“ und ein prognosti-zierter Fachkräftemangel: Bereits in den 1960er Jahren stand das deutsche Bil-dungssystem in der Kritik. Der damalige stern-Chefredakteur Henri Nannen ließ es jedoch nicht bei journalistischen Schlagworten bewenden. Er startete eine gesellschaftlich breit angelegte Initiative, um den qualifizierten Nachwuchs an jun-gen Wissenschaftlerinnen und Wissen-schaftlern gezielt zu fördern. Unter dem Motto „Wir suchen die Forscher von morgen!“ rief Nannen am 19. Dezember 1965 im stern zur ersten Runde von Ju-gend forscht auf. Das Vorbild für den neuen naturwissenschaftlich-technischen Wettbewerb kam dabei aus den USA. Dort hatten „Science Fairs“ bereits eine lange Tradition: Bei den im Stil von Mes-sen organisierten Wettbewerben stellten junge Menschen ihre Forschungsprojekte und Erfindungen neben einer fachkundi-gen Jury auch der Öffentlichkeit vor.

Mit Jugend forscht schuf Nannen einen Leuchtturm in der deutschen Bil-

Bundesministerien, fördern den Wett-bewerb. Kuratoriumsvorsitzende der Stiftung Jugend forscht e. V. ist die Bundesbildungsministerin, Schirmherr der Bundespräsident. Mehr als 5 000 Lehrkräfte engagieren sich ehrenamt-lich als Projektbetreuer und Wettbe-werbsleiter. Über 3 000 Fach- und Hochschullehrer sowie Experten aus der Wirtschaft sind jedes Jahr als Juro-ren aktiv.

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www.jugend-forscht.de

dungslandschaft. Dabei war er in hohem Maße vorausschauend und innovativ: Zum einen verwirklichte er die Kon-zepte der individuellen Förderung und des kreativen, forschenden Lernens, die bei Jugend forscht von Beginn an ge-lebte Praxis waren, lange bevor diese im Zuge der Pisa-Studien allgemein rezi-piert wurden. Zum anderen war es Nan-nens zündende Idee, auf eine enge Ver-bindung von Schule und Wirtschaft zu setzen. Er gewann Unternehmen dafür, bundesweit die Wettbewerbe auszurich-ten und Preise zu stiften, während sich Lehrkräfte als Betreuer der Forschungs-projekte der jungen Forscher engagier-ten.

Heute, 50 Jahre nach Nannens Gründungsaufruf, ist Jugend forscht die größte und älteste Public-private-Part-nership ihrer Art in Deutschland. Als Netzwerk vereint Jugend forscht eine Vielzahl von Partnern aus Schule, Wirt-schaft, Wissenschaft, Politik und Me-dien: 250 Unternehmen und Institu-tionen, darunter alle namhaften Wis-senschaftsorganisationen sowie alle Kultusministerien und eine Reihe von


Fachthemen

DOI: 10.1002/stab.201610349Björn EichlerMarkus Feldmann

Die europäischen Stahlbaunormen enthalten ein vereinfacht aufbereitetes Modell der Stahlsortenwahl zur Vermeidung von Spröd bruch (DIN EN 1993-1-10), das auf einem bruchmechani-schen Zähigkeitsnachweis in der Tieflage basiert. Für die eindeu-tige Charakterisierung des Materialverhaltens von ferritischen Baustählen ist jedoch die Entwicklung der Zähigkeitseigenschaf-ten über den vollständigen Temperaturbereich und damit auch das Hochlagenverhalten entscheidend. Letzteres beeinflusst das Duktilitätsvermögen des Werkstoffs und damit seine Fähigkeit zur plastischen Umverteilung, was insbesondere bei festigkeitskon-trollierten Versagensarten bei der Bemessung im Grenzzustand der Tragfähigkeit implizit als gegeben vorausgesetzt wird. Die in DIN EN 1993-1-1 in dieser Hinsicht existierenden Duktilitätskrite-rien werden als unzureichend angesehen, da sie weder mecha-nisch eindeutig zu begründen sind, noch aus dem Hochlagen-verhalten abgeleitet werden können. Ähnliches gilt für den in Deutsch land für dickere Bleche einiger Stahlsorten noch zu er-bringenden Aufschweißbiegeversuch nach SEP 1390. Als Grund-lage der Stahlgütewahl für die verformungsgesteuerte Bemes-sung wurde in diesem Sinne ein zähigkeitsorientiertes Modell zur Werkstoffwahl entwickelt, mit dem sich Hochlagenanforderungen in Form von Hochlagenkerbschlagwerten KVUS zur Einstellung eines notwendigen Duktilitätsniveaus quantifizieren und ferner Hochlage und Übergangsbereich mit der Tieflage verknüpfen lassen.

An upper shelf oriented and ductility-controlled steel selection concept. The European steel work codes contain a simplified steel selection method for the avoidance of brittle fracture (DIN EN 1993-1-10) that is based on a fracture mechanical consid-eration of toughness properties in the lower shelf of the toughness transition curve. For the unambiguous characterisation of the ma-terial behaviour of ferrite structural steels the development of the toughness properties for the full temperature range and therewith the upper shelf behaviour is crucial. The latter affects the materi-al’s ductile capacity and thereby its ability for plastic redistribution that is presumed as an integral element for the strength functions in case of the ultimate limit state design. In this respect only inade-quate ductility criteria exist to date in DIN EN 1993-1-1 which can-not clearly be justified by mechanical means nor derived from up-per shelf aspects. Something similar applies to the so-called Aufschweißbiegeversuch acc. to SEP 1390 that in Germany still in some cases is obligatory for thicker elements of several steel grades. In this light a toughness-oriented model for the choice of steel material for the plastic design taking inelastic redistributions into account was developed which allows to quantify upper shelf demands for adjusting a required ductility level by combining the upper shelf and the transition region with the lower shelf.

1 Einleitung

Die aktuellen Regelwerke für Stahlkonstruktionen fordern im Hinblick auf die Sicherheitsanforderungen an die Be-messung: – Stahlgütewahl zur Vermeidung von Sprödbruch (im

Tieflagenbereich) – Festigkeitsnachweis für Bauteile (im Hochlagenbereich)

Der Stahlgütenachweis in der Zähigkeitstieflage, der in der Regel gemäß DIN EN 1993-1-10 [1] geführt wird und auf einer bruchmechanischen Sicherheitsbetrachtung basiert, schafft dabei zunächst nur eine Voraussetzung für die An-wendbarkeit der in den Normen verankerten vereinfachten Bemessungsmodelle, indem durch Wahl einer ausreichen-den Materialzähigkeit instabiles Rissversagen bei tiefen Temperaturen ausgeschlossen wird. Dahingegen werden die Anforderungen an die Hochlagenzähigkeit von Bau-stahl in den Regel- und Normenwerken bislang nur unzu-reichend beantwortet.

Im Sinne der angesprochenen Zähigkeitsproblematik sind damit vornehmlich die in DIN EN 1993-1-1 [2] veran-kerten Duktilitätskriterien sowie der in Deutschland noch in einigen Fällen für dicke Bleche zu erbringende Auf-schweißbiegeversuch nach SEP 1390 [3] gemeint, da diese in den seltensten Fällen mechanisch eindeutig zu begrün-den sind bzw. nicht explizit aus Hochlagenbetrachtungen der Werkstoffzähigkeit abgeleitet werden können. Da der-zeit jedoch auch kein geeignetes zähigkeitsbasiertes Ingeni-eurmodell zur Gewährleistung ausreichend hoher Duktili-tät im Hochlagenbereich in den Regelwerken des Stahlbaus vorhanden ist (Bild 1) wurde in [4] der Fragestellung nach-gegangen, inwieweit das in den Bemessungsmodellen unter-stellte plastische Verformungsvermögen durch ausreichende Hochlageeigenschaften aktiviert werden kann, so dass die bei der Bestimmung von Festigkeitswerten in Bauteilprü-fungen ausgeprägten Dehnungsbeanspruchungen auch in der Realität ohne Bruch- bzw. Rissversagen aufgenommen werden können und wie dies mit dem Zähigkeitskennwert der Tieflage gegebenenfalls korreliert werden kann.

2 Zur Wahl der Stahlgüte als Grundlage der Stahl bau-bemessung

Für die Berechnung der mechanischen Widerstände wur-den die allgemeinen Bemessungsregeln des Stahlbaus un-

Ein hochlagenorientiertes und duktilitätsgesteuertes Stahlgütewahlkonzept

B. Eichler/M. Feldmann · Ein hochlagenorientiertes und duktilitätsgesteuertes Stahlgütewahlkonzept


Zugfestigkeit und Gleichmaßdehnung werden aus dem Kraft-Verformungsdiagramm ( technische Spannungs-Dehnungslinie) des Zugversuches ermittelt und sind außer der Fließkurvenform von der Probengeometrie und dem Streckgrenzenniveau abhängig, was durch das Considère-Kriterium [6] als Bedingung der plastischen Instabilität seinen Ausdruck findet. Die wahren Verhältnisse, insbe-sondere die wahre Zugfestigkeit, werden also nicht erfasst. Insofern sind auch die Zugfestigkeit und alle mit ihr ver-bundenen Regeln meist nur als Referenzwerte zu verste-hen.

2.3 Aufschweißbiegeversuch nach SEP 1390

Zur Beurteilung des Rissauffangvermögens des Grund-werkstoffs existiert in Deutschland für die Zähigkeitsklas-sen J und K bei S235 bis S355 und größeren Dicken noch der Aufschweißbiegeversuch nach SEP 1390 [3], der je-doch als qualitativer Ausschlussversuch zu verstehen ist. Der AUBI-Test hat den Nachteil, dass er sich weder mit einer realistischen Bauteilbelastung noch mit einer realis-tischen Bauteilbeanspruchbarkeit direkt korrelieren lässt, so dass der notwendige Zusammenhang zwischen der An-forderung an ein Bauwerk oder Bauteil und dem Werk-stoffverhalten in der Regel nicht hergestellt werden kann ([7], [8]).

2.4 Vermeidung von Sprödbruch

Da sprödes Bauteilversagen bei tiefen Temperaturen nicht von vorneherein auszuschließen ist, wurden zusätzliche Re-geln ([1], [9]) auf bruchmechanischer Grundlage basierend auf einer Sicherheitsbewertung mit Spannungsintensitäts-faktoren zur Stahlgütewahl entwickelt. Die Einwirkungs-seite Ed = K*

appl,d steht im Gleichgewicht mit dem Material-widerstand, der durch die Bruchzähigkeit Rd = Kmat,d ausge-drückt wird. Beim Nachweis wird eine außergewöhnliche Bemessungssituation im Übergangsbereich der Zähigkeits-Temperatur-Kurve unter Annahme elastischen Materialver-haltens zugrunde gelegt ([5], [10]).

3 Prinzipien des Hochlagenmodells

Ein in [4] nun vorgeschlagenes Hochlagenmodell (Bild 2) zur Werkstoffwahl ermöglicht es, Bauteilanforderungen mit denjenigen Zähigkeitseigenschaften zu verknüpfen, die zur Aktivierung der plastischen Umlagerungsreserven durch die damit einhergehende Bereitstellung von ausrei-chendem Duktilitätsvermögen von Bauteil und Werkstoff notwendig sind. Um sprödes Versagen von vorneherein aus zuschließen, wurde als Versagenskriterium (vorwie-gend) die erstmalige duktile Rissinitiierung zugrunde ge-legt.

Die Anforderungen an die Hochlagenzähigkeit beru-hen auf dem Vergleich zwischen Zähigkeits- bzw. Deh-nungsanforderungen und Zähigkeits- bzw. Dehnungsdarge-boten, die sowohl auf bruch- als auch schädigungsmecha-nischer Grundlage für verschiedene Anforderungsprofile (den so genannten Stufen 1, 2 bzw. 3) hergeleitet wurden (Abschnitt 4). Die wesentlichen Kenngrößen sind dabei das J-Integral bzw. die örtliche plastische Vergleichsdehnung und der Mehrachsigkeitsparameter η, definiert als Quotient

ter Raumtemperaturbedingungen entwickelt, wobei unter-stellt wurde, dass ausreichendes plastisches Umlagerungs-vermögen (Duktilitätseigenschaften) und ausreichende Materialzähigkeiten vorliegen. Genaugenommen gilt dies allerdings nur für die festigkeitsspezifischen (Netto-) Quer-schnittsnachweise für Zugbeanspruchung, bei denen zur Einhaltung der geforderten Sicherheitsaspekte die Zähig-keitseigenschaften in der Hochlage in die Tragfähigkeits-funktion mit eingeflossen sind.

2.1 Implizite Berücksichtigung der Hochlagenzähigkeit in den Festigkeitsfunktionen

Sofern Festigkeitseigenschaften in die Tragfähigkeitsfunk-tionen einfließen, werden sie insbesondere durch die Ma-terialzähigkeit beeinflusst. Dies wird in den aktuell ver-wendeten Ingenieurmodellen allerdings nur implizit über den Vergleich der Bemessungsfunktion mit Versuchsdaten sichergestellt. Die Widerstandsfunktionen des Nettoquer-schnitts auf Zug in DIN EN 1993 [2] wurden dabei unter Berücksichtigung der Hochlagenzähigkeit unabhängig von den Anforderungen der Ausführungsnormen, jedoch der theoretischen Annahme von rissähnlichen Unstetigkeits-stellen im Material mit Hilfe bruchmechanischer Metho-den abgeleitet [5]. In den Sicherheitsnachweisen in EC 3 wird deswegen im Hinblick auf ausreichende Material-zähigkeit beispielsweise auch gefordert, dass Nettoquer-schnittsfließen vor Bruchversagen des Nettoquerschnitts auftreten muss (Duktilitätsbedingung), was über 6.2.3(2) der DIN EN 1993-1-1 [2] mit Nu,Rd = 0,9 · Anet · fu/γM2 für Stähle mit fu/fy = 1,1 erfüllt wird.

2.2 Duktilitätsanforderungen in Eurocode 3

Duktilitätsanforderungen für normalfeste Stähle (bis S460) werden in DIN EN 1993-1-1 [2] definiert und beruhen auf Ersatzkriterien, die über das fu/fy-Verhältnis sowie über die Bruch- und Gleichmaßdehnung ausreichende plastische Verformbarkeit sicherstellen sollen: – fu/fy ≥ 1,10 – Bruchdehnung mindestens 15 % – eu ≥ 15 · ey, dabei ist ey = fy/E die Fließdehnung

Bild 1. Zähigkeits-Temperaturkurve und Darstellung der Be-messungskriterien in Tief- und Hochlage und im Übergangs-bereichFig. 1. Toughness-temperature curve indicating the design criteria in the lower and the upper shelf and in the transition regime



Hochlagenniveaus dargestellt. Nachzuweisen wäre dann, dass der Stahl für die im Rahmen des Nachweises erforder-liche Referenztemperatur Td bereits Hochlagenverhalten aufweist und weiterhin ein den Anforderungen entspre-chendes Hochlagenzähigkeitsniveau (KVUS ≥ KVUS,min) erfüllt.

Das Hochlagenmodell kann für alle ferritischen Stähle einschließlich höherfester Stahlsorten verwendet werden. Auf der Widerstandsseite sind entsprechende Anpassun-gen an die jeweiligen Werkstoffeigenschaften voneinander abweichender Walz-, Legierungs- und Wärmebehandlungs-konzepte durch die oben genannten Korrelationsbeziehun-gen oder speziell im schädigungsmechanischen Fall durch generalisierte Schädigungskurven (Abschnitt 6.2) für den Zustand Rissinitiierung möglich. Das globale Verfesti-gungsverhalten als auch die damit einhergehenden für die Schädigungsinitiierung des Werkstoffs verantwortlichen lokalen inelastischen Dehnungen werden im Hochlagen-modell mit Hilfe einer standardisierten Fließkurve be-

aus hydrostatischer Spannung σm und der von Mises-Ver-gleichsspannung σv.

Zur Überführung in ein handhabbares Ingenieurmo-dell sind Vereinfachungen erforderlich, so dass anstelle der bruch- und schädigungsmechanischen Kenngrößen als charakteristischer Zähigkeitsparameter der wesentlich ein-facher und günstiger zu bestimmende Hochlagenwert KVUS der Kerbschlagarbeit verwendet wird. Durch die Auswertung einer mit Hochlagenbezug erstellten Material-datenbank für ferritische (Bau-) Stähle konnten zudem geeignete Korrelationsbeziehungen aufgestellt werden, die eine empirisch basierte Verknüpfung mit einfachen Werk-stoffkennwerten (z. B. fy, fu, T27J) ermöglichen.

Die Verknüpfung der in den Produktnormen beste-henden Mindestanforderungen an die Kerbschlagarbeit im Übergangsbereich der Zähigkeits-Temperatur-Kurve erfolgt über die neu eingeführte Temperatur TUS (Abschnitt 7.1). In Bild 3 sind dazu beispielhaft für S355J2 standardisierte Verläufe einer KV-T-Übergangskurve für verschiedene

Bild 2. Prinzip des zähigkeitsorientierten HochlagenmodellsFig. 2. The toughness-oriented upper shelf model in principle



mittlung der auf den Bruttoquerschnitt bezogenen Span-nung σgy bei Fließen des Nettoquerschnitts rissbehafteter Bauteile. Der Wert α gibt dabei das Verhältnis von Boh-rungsdurchmesser d und der Blechbreite W an. Die ört-lichen Dehnungen sind dabei naturgemäß viel höher, sie werden später mit FE berücksichtigt.

(1)( )ε =σ

= − αE

1E

· f · 1refI gy

y

Stufe 2-Anforderungen gehen mit einer plastischen Span-nungsverteilung am maßgeblichen Punkt der Konstruktion der größten auftretenden Momentenbeanspruchung ein-her. Die plastischen Dehnungen resultieren dann aus der plastischen Umverteilung der wirkenden Kräfte. Beispiele sind Querschnitte der Klasse II, die Mpl-Niveau erreichen, jedoch noch kein ausgeprägtes Rotationsvermögen auf wei-sen (Nachweisformat elastisch-plastisch; s. Bild 5).

Auf analytischem Wege konnten beispielhaft für über die Höhe symmetrische I-Querschnitte und für symmetri-sche Kastenträger die Randdehnungen infolge reiner Bie-gebelastung in Abhängigkeit vom einwirkenden Moment M(x) > Mel aus Gleichgewichtsbetrachtungen ermittelt werden. Dabei ist eine Spannungsverteilung unter Berück-sichtigung des Verlaufs der generalisierten Fließkurven aus

schrieben (Abschnitt 5.1). Etwaige Effekte, die in der Regel zu einer Verschlechterung der Materialzähigkeit (hohe Dehnraten, plastische Vordehnungen) führen, können prinzipiell im Hochlagenmodell durch Temperaturverschie-bungsterme berücksichtigt werden.

Das Hochlagenmodell eignet sich sowohl für die Werk stoffwahl bei rein statisch monotoner als auch bei zyklischer Beanspruchung mit hohen Dehnungsamplitu-den. Für letzteren Fall sei auf die ausführlichen Erläuterun-gen in [4] verwiesen.

Im folgenden Abschnitt werden zunächst die aus der lokalen Beanspruchung resultierenden Zähigkeits- oder Dehnungsanforderungen in Abhängigkeit einer charakte-ristischen globalen Größe formuliert, zum Beispiel in Form von plastischen Rotationen bei Biege- und Rotationsträ-gern.

4 Globale Anforderungen aus globalen Verformungsgrößen

Die Werkstoffanforderungen werden maßgeblich durch die Bauteil- und Kerbgeometrie als auch durch das der plastischen Bemessung zugrunde liegende Beanspru-chungsniveau beeinflusst. Dieses Niveau wird wie bereits gesagt auf drei verschiedenen Anforderungsstufen defi-niert und korreliert mit charakteristischen Stahlbaudetails und den einhergehenden Duktilitätsanforderungen hin-sichtlich Ausmaß bzw. Größenordnung der plastischen Dehnungen. Hierbei sind lokale und globale Dehnungsan-forderungen zu unterscheiden, wobei erstere aus örtlichen Spannungs- bzw. Dehnungskonzentratoren (z. B. Schweiß-verbindungen oder Schraubanschlüsse mit gelochten Querschnitten) resultieren. Globale Dehnungsanforderun-gen müssen dahingegen aus der Gesamtstruktur abgeleitet werden.

Stufe 1-Anforderungen gehen mit lokal auftretenden plastischen Dehnungen einher, wie sie z. B. an den Loch-rändern einer vereinfachten Zugblechgeometrie auftreten (Bild 4). Sie beziehen sich auf Referenzspannungen im Bruttoquerschnitt. Analog wird eine Referenzdehnung für den Grenzzustand Nettoquerschnittsfließen nach (1) be-rechnet. Dies entspricht der Vorgehensweise bei der Er-

Bild 3. Standardisierte KV-T-Kurven für S355J2 (Zähigkeits-dargebote)Fig. 3. Standardised KV-T-curves for S355J2 (provided tough-ness)

Bild 4. CHT-Geometrie (ohne Riss)Fig. 4. CHT-geometry (without cracks)

Bild 5. Übersicht der Rotationsanforderungen am Beispiel eines 2-FeldträgersFig. 5. Overview of the rotational requirements for a 2-span beam



Abschnitt 5.1 zugrunde gelegt worden. Das Ergebnis dieser Betrachtung führt zu den in Bild 6 dargestellten Stufe 2-An-forderungen. Sie sinken mit zunehmender Streckgrenze, weil mit zunehmender Streckgrenze die Länge des Lüders-plateaus ∆el über 0,0375 × (1 – σY/1000) abfällt [11], aber die Form der Verfestigung über das Hollomon- bzw. Lud-wik-Gesetz gleich bleibt.

Stufe 3-Anforderungen stellen die höchsten Anforde-rungen dar, wobei eine implizite Inanspruchnahme der Wirkung von Fließgelenken angenommen wird. Die loka-len plastischen Dehnungen sind dabei eng mit den plasti-schen Rotationsanforderungen verknüpft. Systeme mit Klasse I-Querschnitten, die nach der Plastizitätstheorie bemessen werden, müssen deswegen neben einer ausrei-chenden plastischen Tragfähigkeit auch ein ausreichendes Rotationsvermögen aufweisen (s. auch Bild 5).

Rotationsanforderungen wurden z. B. in [12] mit der Fließgelenktheorie ermittelt. Diese können durch den plas-tischen Drehwinkel ϕerf in den Fließgelenken bei Errei-chen der Traglast ausgedrückt werden, oder alternativ durch die bezogene Rotationsanforderung Rerf.

(2)=ϕ − ϕ

ϕRerf

erf pl

pf

Vorteilhaft bei letzterer Variante ist das enge Streuband der R-Werte für typische Stahlbaukonstruktionen (1,3 ≤ Rerf ≤ 4,0) als auch deren direkte Verknüpfung mit globa-len Dehnungsanforderungen.

(3)( )ε = ε +· 1 Rerf,refIII

erf,refII

erf

Stufe 3-Anforderungen sind damit im Vergleich zu den An-forderungen der Stufe 2 abhängig vom statischen System (Tabelle 1). Etwaig auftretende plastische Zusatzdehnun-gen aus beginnenden plastischen Beulen bleiben dabei un-berücksichtigt.

5 Schädigungsmechanische und bruchmechanische Anforderungen

5.1 Plastizitätsgesetz

Aus den in den verschiedenen Stufen definierten Nenn-anforderungen lassen sich mit Hilfe numerischer Metho-den die lokalen Beanspruchungsgrößen in Form von plas-tischen Vergleichsdehnungen (Schädigungsmechanik) oder in Form des J-Integrals (Bruchmechanik) bestimmen. Beispielhaft wird dies zunächst für das Detail des Zugble-ches mit Bohrung (CHT-Geometrie gemäß Bild 4) bzw. unter Berücksichtigung von Rissen (CNT-Geometrie ge-mäß Bild 9) für Anforderungen der Stufe 1 bzw. 2 durch-geführt.

Dabei wurden Volumenmodelle unter Ausnutzung der Symmetrieeigenschaften in ABAQUS sukzessive auf Zug beansprucht, indem eine über den Endquerschnitt des Bleches wirkende konstante und stetig größer werdende Verschiebung (Wegsteuerung) aufgebracht wurde. Als Ma-terialgesetz wurde eine in [4] entwickelte Referenzfließ-kurve verwendet, die auf der Auswertung umfangreicher Versuchsdaten basiert. Bei allen FE-Modellen wurden im Hinblick auf die Auswertung der plastischen Dehnungen im relevanten Bereich sehr kleine Elemente und eine Sub-modell-Technik verwendet.

5.2 Schädigungsmechanische Anforderungen für die CHT-Geometrie (Stufe 1/2)

Im Vordergrund der schädigungsmechanischen Untersu-chungen steht die Quantifizierung der maßgeblichen loka-len Zustandsgrößen (plastischen Vergleichsdehnung, Spannungsmehrachsigkeit), so dass eine Bauteilbewertung auf Grundlage von Schädigungskurven (e--pl, η) durchge-führt werden kann (Abschnitt 5.4). Die lokalen Zustands-größen wurden an der Stelle der kritischen Kombination aus Spannungsmehrachsigkeit und plastischer Vergleichs-dehnung mit Hilfe einer UVARM-Subroutine ermittelt. Rissinitiierung tritt ein, sobald der Parameter DCI (Ductile Crack Initiation Index) den Wert 1 annimmt.

(4)( )=ε

ε η≤DCI 1,0pl

pl

Bild 6. Stufe 2-Anforderungen Fig. 6. Level 2-requirements

Tabelle 1. Stufe 3-Dehnungsanforderungen für typische StahlbaukonstruktionenTable 1. Level 3-Strain requirements for typical types of steel work design

Stahlsorte

S235/S355 4,0 × eIIerf 2,3 × eII

erf 3,5 × eIIerf 4,0 × eII

erf 3,5 × eIIerf

S460/S690 4,3 × eIIerf 2,4 × eII

erf 3,8 × eIIerf 4,3 × eII

erf 3,8 × eIIerf



oder anderweitiger Ungänzen durchgeführt und hatten un-ter anderem die Ableitung zulässiger Rissgrößen zum Ziel. Die Berechnung des J-Integrals erfolgte mit der Methode nach Parks [13]. Bild 10 zeigt einen Ausschnitt aus dem Modell mit seiner spinnennetzartige Vernetzung mit singu-lären isoparametrischen Rissspitzenelementen und bei-spielhaft das Ergebnis einer solchen bruchmechanischen Berechnung.

5.4 Schädigungs- und bruchmecha nische Anforderungen der Stufe 3

Geeignete Stufe 3-Stahlbauteile sind zum Beispiel ge-schweißte Riegel-Stützen-Anschlüsse aus S355J2, wie sie im RFSR-Forschungsprojekt [14] erprobt worden sind (Bild 11). Für die dort untersuchten Geometrien ergeben sich die schädigungsmechanischen Parameter gemäß Ta-belle 2 und entsprechende bruchmechanische J-Integral-werte für den EC 3-Anfangsfehler a0 = 0,5 × ln(t) und drei weitere Rissgrößen gemäß Tabelle 3. Die Risse wurden dabei als halb-elliptische Oberflächenrisse mit einem Riss-größenverhältnis a/c = 0,4 an den Nahtübergänge zu den Riegelflanschen implementiert.

Maßgeblich wird bei der CHT-Geometrie die Bauteilmitte an den Lochrändern (Bild 7), wobei hier gemäß Schädi-gungsmodell erstmalig die duktile Rissinitiierung auftritt. Bild 8 zeigt für diese Stelle den zugehörigen Verlauf von e--pl und η bei Variation der Blechdicke t. Die schädigungsme-chanischen Beanspruchungsgrößen sind direkt in Abhängig-keit von der nominellen bzw. der Nenndehnung en ablesbar.

5.3 Bruchmechanische Anforderungen für die CNT-Geometrie (Stufe 1/2)

Die bruchmechanischen Untersuchungen an CNT-Proben (Bild 9) wurden in Anlehnung an das Sprödbruchkonzept vor dem Hintergrund etwaig übersehener Fertigungsfehler

Bild 7. FE-Modell des ge-lochten Zugstabes und Dar-stellung des DCI-KriteriumsFig. 7. FE-model of the plate subjected to tension and plot of the DCI-crite-rion

Bild 8. Plastische Ver-gleichsdehnung und Span-nungsmehrachsigkeit für CHT-BlecheFig. 8. Equivalent plastic strain and stress triaxiality for CHT-geometry

Bild 10. Rissspitzenspezifische Ver-netzung eines CNT-Bleches und ex-emplarischer Verlauf des J-Integrales in Abhängigkeit der Nenndehnun-genFig. 10. Crack-specific meshing of the CNT-geometry and exemplary development of the J-integral de-pending on the nominal strain

Bild 9. CNT-Geometrie (mit Rissen)Fig. 9. CNT-geometry (with cracks)



viduellen Fertigungsprozesse) geeignete Korrelationen ab-geleitet werden konnten. Bild 13 zeigt diesen Zusammen-hang beispielhaft in Form eines Polynomansatzes für ver-gütete Stähle.

6 Charakterisierung von Zähigkeits- und Dehnungs-dargeboten

6.1 Bruchzähigkeitsbetrachtungen

Das bruchmechanische Nachweiskonzept erfordert auf der Materialwiderstandsseite einen charakteristischen Kenn-wert, der im elastischen-plastischen Fall für den Zustand der Rissinitiierung als geometrie- und temperaturunabhän-giger Ji-Wert ausgedrückt wird. In den Liefernormen wer-den als Zähigkeitswerte hingegen die wesentlich einfache-ren und kostengünstigeren zu bestimmenden Übergangs-temperaturen aus dem Kerbschlagbiegeversuch angegeben, zum Beispiel T27J. Das bruchmechanische Zähigkeitsmo-dell bedient sich deswegen geeigneter Korrelationsbezie-hungen zwischen Bruchzähigkeits- und Kerbschlagzähig-keitswerten. Diese Korrelationen wurden anhand einer umfangreichen Materialdatenbank ferritischer Stähle [4] entwickelt. Bild 12 zeigt beispielhaft die Häufigkeitsvertei-lung der Hochlagenkerbschlagarbeit KVUS europäischer Baustähle für verschiedene Lieferzustände ab 1995. Für viele dieser 500 Einzelwerte für KVUS lagen entsprechende Ji-Werte vor, so dass trotz der erwartbaren Bandbreite der Streuungen (Vielfalt der Legierungskonzepte und der indi-

Bild 11. Im Rahmen von [14] durchgeführter RotationsversuchFig. 11. Rotational test carried out in the framework of [14]

Tabelle 2. Örtliche plastische Dehnungsanforderungen in % und zugehörige η-Werte für die im Rahmen von [14] durchge-führten Rotationsversuche aus S355Table 2. Local plastic strain requirements in % and η-values for the beam-column-connections made of S355J2 tested in [14]

R 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5

e--pl η e--pl η e--pl η e--pl η e--pl η e--pl η e--pl η

RT_HEA_355_ns 15,9 0,44 19,4 0,44 25,1 0,43 30,7 0,42 35,8 0,42 40,9 0,41 45,6 0,41

RT_HEA_355_s 16,9 0,43 23,0 0,43 28,1 0,42 32,8 0,42 37,3 0,41 41,4 0,41 45,2 0,41

RT_IPE_355_ns 9,9 0,51 11,1 0,51 12,4 0,51 13,8 0,50 15,3 0,50 16,8 0,50 18,4 0,50

RT_IPE_355_s 8,6 0,46 9,6 0,46 10,7 0,45 11,8 0,45 12,9 0,45 14,1 0,45 15,2 0,45

Tabelle 3. Zähigkeitsanforderungen J in N/mm für verschiedene Risstiefen a in mm für die im Rahmen von [14] durchge-führten Rotationsversuche aus S355Table 3. Toughness requirements in J in N/mm for various crack depths a in mm for the beam-column-connections made of S355J2 tested in [14]

RT_HEA_355_ns RT_HEA_355_s RT_IPE_355_ns RT_IPE_355_s

R a0 3,0 5,0 7,0 a0 3,0 5,0 7,0 a0 3,0 5,0 7,0 a0 3,0 5,0 7,0

2,0 66 186 259 366 71 135 216 324 66 112 156 250 48 90 134 197

3,0 82 214 295 408 82 156 246 367 86 146 203 326 67 125 186 274

4,0 99 249 340 459 90 175 274 413 109 185 257 413 85 159 236 349

Bild 12. Datenbasis KVUS-WerteFig. 12. Database KVUS-values

abso

lute

Kla

ssen

häufi

gkei

t

Bild 13. KVUS-Ji-Korrelation für Q+T-StähleFig. 13. KVUS-Ji-correlation for Q+T-steels



im Rahmen der üblichen Streuungen von Zähigkeitspara-metern gute Übereinstimmungen.

7 Konsequenzen für die Stahlgütewahl

Die Anforderungen an die Hochlagen zähigkeit beruhen auf dem Vergleich zwischen Zähigkeits- bzw. Dehnungsan-forderungen (Abschnitt 5) und Zähigkeits- bzw. Dehnungs-dargeboten (Abschnitt 6), die sowohl auf bruch- und schä-digungsmechanischer Grundlage für die verschiedenen Anforderungsprofile der Stufen 1, 2 bzw. 3 (Abschnitt 4) hergeleitet wurden. Zunächst wird jedoch auf die Anforde-rungen an die Hochlagentemperatur eingegangen, die die Verknüpfung zu den in den Produktnormen ausgewiese-nen Mindestanforderungen an die Kerbschlagarbeit (im Übergangsbereich) herstellt.

7.1 Anforderungen aus der Hochlagentemperatur TUS

Folgerungen bezüglich geeigneter Stahlgüten beruhen auf der Annahme, dass über die bruchmechanische T0-Über-gangstemperatur [16] ein Zusammenhang mit der Hoch-lage hergestellt werden kann. Diese Annahme ist gerecht-fertigt, da die im Rahmen des Master-Kurven-Ansatzes nach EricksonKirk [17] gefundene T0-TUS-Korrelation für Reaktordruckbehälterstähle, für wesentlich weniger reinen Baustahl bestätigt werden konnte (Bild 17). TUS wurde da-bei anfänglich als TUS,97%-Hochlagentemperatur definiert, bei der ein Zähigkeitsniveau von 97 % bezogen auf die idealisierte maximale Hochlagenzähigkeit erreicht wird (Bild 18). Hierbei kann davon ausgegangen werden, dass

6.2 Generalisierte Schädigungskurven

Die zugrunde gelegten Schädigungskurven gehen auf den klassischen Ansatz nach Johnson und Cook [15] zurück und stellen eine Grenzkurve dar, die die plastische Ver-gleichsdehnung und die Spannungsmehrachsigkeit mitein-ander verknüpft (Bild 14). Alle η-e--pl-Wertepaare auf oder oberhalb der Schädigungskurve erfüllen das zugrunde ge-legte Rissinitiierungskriterium. Da Schädigungskurven hochgradig werkstoffabhängig sind, müssen ihre jeweiligen Materialparameter individuell bestimmt werden, zum Bei-spiel aus Versuchen mit unterschiedlich gekerbten Klein-proben mit variierendem Mehrachsigkeitsparameter. Dies ist jedoch äußerst aufwändig, da diese Versuche nicht nur fraktographisch überwacht werden müssen, sondern zu-dem numerische Begleituntersuchungen zur Ermittlung der lokalen Beanspruchung zum Zeitpunkt der Rissinitiierung erfordern. Es wird deswegen ein empirisches Verfahren vorgeschlagen, mit dem die Parameter der Schädigungs-kurve aus üblichen Festigkeitswerten und der Hochlagen-zähigkeit abgeschätzt werden können. Die Ausgangsbasis ist der folgende exponentielle Funktionsverlauf.

(5)( )( )ε η = − η + εa · exp b ·pl 0

Beispielhaft ist für den Schädigungsparameter a-- die Korre-lation mit dem Streckgrenzenverhältnis in Bild 15 darge-stellt. Der Materialparameter e0 korreliert hingegen mit der Hochlagenkerbschlagarbeit KVUS, so dass für S355 die vom Hochlagenniveau abhängigen Schädigungskurven ge-mäß Bild 16 erstellt werden konnten. Der Vergleich mit den tatsächlichen experimentell ermittelten Kurven zeigt

Bild 14. Charakteristischer Verlauf einer SchädigungskurveFig. 14. Typical shape of a damage curve

Bild 15. Korrelationsgüte der Materialparameter a-- und e0 der SchädigungskurveFig. 15. Correlation quality of the material parameters a-- and e0 of the damage curve

Bild 16. Standardisierte Schädigungskurven für S355 in Abhängigkeit von KVUSFig. 16. Standardised damage curve for S355 depending on KVUS



lockerten Constraint-Bedingungen im realen Bauteil im Vergleich zur Standardbruchmechanikprobe in der Hoch-lage berücksichtigt. Während beim Sprödbruchkonzept ähnliche Effekte durch eine Temperaturverschiebung durch den Master-Kurven-Ansatz nach Wallin [18] beschrieben werden, ist die Quantifizierung von ∆Tσ für den Hochlagen-bereich derzeit nicht möglich. Implizit wurde diesem Um-stand jedoch durch eine pauschale Verringerung des Hoch-lagenniveaus Rechnung getragen, indem die Hochlagentem-peratur TUS,80% definiert wurde und der Temperaturnachweis nun nach (7) geführt wird. Dies erscheint trotz der beste-henden Unwägbarkeiten statthaft, da hier der Versagensme-chanismus immer noch durch Gleitbruch dominiert wird, so dass etwaig auftretende kleinere Spaltbruchanteile abge-fangen werden können und die Probe weiterhin nahezu vollständig bis zum Restbruch duktil versagt.

( )+ ∆ ≥T T Ti US,80% (7)

In Verbindung mit der modifizierten Sanz-Korrelation T0 = T27J – 18 °C erfolgt dann die Transformation von einem bruchmechanischen Temperaturkonzept in ein Tem-peraturformat basierend auf Kerbschlagtemperaturen, so dass sich aus der abgeänderten Definition des Hochlagen-niveaus durch die TUS,80%-Temperatur die Anforderung an T27J mit TUS,80% = 0,8 · T0 + 37,4 wie folgt ergibt:

≤ −T 1,25 · T 2827J US,80% (8)

In Tabelle 4 sind die Anforderungen an die Mindeststahl-güte abgeleitet worden, wobei diese in Abhängigkeit vom Lieferzustand der DIN EN 10025 definiert worden sind. Für die plastische Bemessung von Innenbauteilen in Hoch-baukonstruktionen wäre beispielsweise die Forderung ei-ner minimalen Umgebungstemperatur von T = +20 °C sinn-voll. Die Stahlgüte JR würde demnach nicht die nominel-len Mindestzähigkeitsanforderungen erfüllen. Es müsste mindestens J0 gewählt werden. Bei Außenbauteilen wäre noch (ähnlich wie beim Sprödbruchnachweis) die Koinzi-denzwahrscheinlichkeit des ULS und tiefer Temperaturen mit einzubeziehen. Es würden sich dann für diese Bauteile günstigere Werte ergeben.

7.2 Stahlgütewahl durch Definition der Anforderungen an die Hoch lagenzähigkeit

Hochlagenanforderungen aus Stufe 1-Betrachtungen sind aufgrund der geringen globalen Verformungen vergleichs-weise gering. Mit Hilfe von Parameterstudien wurden für

Kleinproben ferritischer Baustähle Bruchflächen mit na-hezu vollständigem Gleitbruchanteil aufweisen.

Der eigentliche Temperaturnachweis wäre dann ge-mäß (6) zu führen und erfordert, dass die um ∆Tσ korri-gierte Einsatz- oder Umgebungstemperatur T größer als die bruchmechanische TUS-Temperatur ist. Wie beim Spröd-bruchkonzept [1] ist die Berücksichtigung zusätzlicher Temperaturverschiebungsterme, zum Beispiel durch Kalt-verformung oder erhöhte Dehnraten, durch den Term ∆Ti prinzipiell vorgesehen. In dieser Hinsicht wären jedoch noch weiterführende Untersuchungen erforderlich.

(6)( )+ ∆ + ∆ ≥σT T T Ti US,97%

Ferner stellt der Verschiebungsterm ∆Tσ dabei einen von der Bauteil- und etwaiger Rissgeometrie abhängigen und individuell zu bestimmenden Korrekturwert dar, der die ge-

Bild 17. T0-TUS-Korrelation für BaustahlFig. 17. T0-TUS-correlation for structural steel

Bild 18. Definition der TUS-Tempe raturFig. 18. Definition of the TUS-tempe rature

T in °C +20 +15 +10 +5 0 –5 –10

T27J in °C –3 –10 –16 –22 –28 –35 –41

Mindestgüte

DIN EN 10025-2 J0 J2 J2 J2

DIN EN 10025-3 N N N N N N NL

DIN EN 10025-4 M M M M M M ML

DIN EN 10025-6 Q Q Q Q Q QL QL

Tabelle 4. Erforderliche Mindestgüte zur Erfüllung der Hochlagenanforderung TUS,80 %Table 4. Minimum steel grade for satisfying the upper shelf specification TUS,80 %



viermal so hoch ist wie bei Stufe 2-Anforderungen. Die im Vergleich zu reinen Zugblechgeometrien wesentlich weni-ger kerbscharfen Biege- und Rotationsträgern (über Quer-nähte angeschlossenen Querschnitte) führen aber auch zu deutlich geringeren örtlichen Beanspruchungen, so dass entsprechend der R-abhängigen Charakterisierung in Tabelle 2 (R ≤ 4,5) für die untersuchten Querschnitte (HEA300, IPE500-Profile) für die Stähle S355 und S460 auch hier eine allgemeingültige Mindestanforderung in Höhe von KVUS = 50 J definiert werden konnte.

7.3 Berücksichtigung der EC 3-Anfangsfehlergröße

Für die Wahl der erforderlichen Hochlagenzähigkeit bei Bauteilen mit fertigungsbedingten und bei der Inspektion übersehenen Anfangsrissen (Analogie zum Sprödbruch-konzept der DIN EN 1993-1-10) spielt neben der Festig-keit die Größe des unterstellten Anfangsrisses eine wesent-liche Rolle. Für die CNT-Geometrie ergeben sich in Abhän-

die CHT-Geometrie für S355 plastische Vergleichsdehnun-gen von maximal 6 % bei einer Spannungsmehrachsigkeit von ηmax = 0,6 ermittelt. Der Vergleich mit den stan dar di-sierten Schädigungskurven (Bild 16) zeigt, dass Rissinitiie-rung dann nicht relevant wird. Der höchste DCI-Wert bezo-gen auf die 50 J-Kurve gibt an, dass auf diesem Niveau (DCImax = 0,28) eine signifikante Erhöhung der plastischen Dehnungen erfolgen müsste, um Rissinitiierung auszulösen.

Die Übertragung der spezifischen Ergebnisse der CHT-Bleche auf andere Kerbgeometrien und andere Festigkeits-klassen kann in Abhängigkeit vom Spannungskonzen-trationsfaktor Kt unter Berücksich tigung der Mi kro stütz-wirkungsformel nach Neuber ([19], [20]) erfolgen (Bild 19). Für Bauteile ohne Anrisse ergibt der Vergleich mit den stan dar disierten Schädigungskurven für plastische Ver-gleichsdehnungen von maximal 10 % eine pauschale Hoch-lagenanforderung von 50 J. Damit wird unter der Annahme eines adäquaten Ausführungsstandards der Schweißnaht der Großteil geschweißter Konstruktionen abgedeckt, da die übliche Größenordnung von Spannungskonzentra-tionsfaktoren für geschweißte Kerbdetails in einem Bereich Kt ≤ 4,0 liegt. Diese pauschale Mindestanforderung von KVUS ≥ 50 J gilt für alle Baustähle bis S960 und für Span-nungsmehrachsigkeitswerte η ≤ 2,0.

Für Stufe 2-Betrachtungen können keine pauschalen Anforderungen getroffen werden, da mit zunehmenden Plastizierungen die Zusammenhänge nach Neuber nicht mehr gültig sind. Für die CHT-Geometrie konnte jedoch mit Hilfe der durchgeführten FE-Analyse bestätigt werden, dass infolge der globalen Anforderungsprofils (Bild 6) auch hier die 50 J-Schädigungskurve noch zulässig ist.

Andere Geometrien erfordern einen spezifischen Zä-higkeitsnachweis, der beispielsweise auf Grundlage der Tabelle 5 (z. B. für S355) geführt werden kann und explizit die Bestimmung der tatsächlich auftretenden e--pl- und η-Werte erforderlich macht.

Stufe 3-Anforderungen sind systemabhängig, wobei das zu unterstellende Nenndehnungsniveau ca. zwei- bis

Bild 19. Stufe 1-Anforderungen in Abhängigkeit des Spannungs kon zen tra tions faktorsFig. 19. Level 1-requirements de pending on the stress concentration factor

Tabelle 5. Stahlgütewahl für S355, erforderliche Hochlagenzähigkeit KVUS in J, AuszugTable 5. Choice of steel material for S355, req. upper shelf Charpy energy KVUS in J, excerpt

S460 Spannungsmehrachsigkeit η

e--pl in % ≤ 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 > 2,4

5 50 50 50 50 50 50 50 50 50 100 100 100

10 50 50 50 50 50 50 50 100 100 150 150 150

15 50 50 50 50 50 50 100 150 150 200 200 200

20 50 50 50 50 50 100 150 200 200 250 250 250

25 50 50 50 50 100 150 200 250 250 250 250 250

30 50 50 50 50 150 200 250 250 300 300 300 300

35 50 50 50 100 200 250 250 300 300 300 300 300

40 50 50 50 150 250 250 300 300 300 300 > 300 > 300

45 50 50 100 200 250 300 300 300 > 300 > 300

50 50 50 150 250 300 300 300 > 300

55 50 100 200 300 300 300 > 300

60 50 150 250 300 300 > 300

65 50 200 300 300 > 300

70 100 250 300 > 300



gigkeit des Rissgrößenverhältnisses α = (2a + d)/W (Bild 9) und des Bohrungsdurchmesser für den Eurocode-Anfangs-fehler die erforderlichen KVUS-Werte nach Tabelle 6 auf Stufe 1-Niveau. Die KVUS-Werte resultieren dabei aus dem bruchmechanischen Nachweisformat J ≤ Ji und basieren zum Beispiel auf der Korrelation gemäß Bild 13. Darüber hinaus sind auch größere Risse als der EC3-Anfangsfehler zulässig, wobei an dieser Stelle auf [4] verwiesen wird.

Das bruchmechanische Verfahren ist für den Bean-spruchungsbereich der Stufen 2/3 für Zugblechgeometrien mit dem verwendeten Riss initiierungskriterium (Jcrit = Ji) nicht geeignet, da die Anforderungen aufgrund der hohen Kerbschärfe zu un realistischen Bruchzähigkeits- bzw. Kerb-schlagzähigkeitswerten führen würden. Prinzipiell kann in diesen Fällen auch das schädigungsmechanische Verfahren angewendet werden. Sinnvoller wären allerdings Konzepte mit einem gelockerten Versagenskriterium, z. B. unter ex-pliziter Berücksichtigung von stabilem Risswachstum.

Für Biegeträger mit plastischen Gelenken (vgl. Bild 11) ist das konservative Verfahren auf Basis des an einer Stan-dardbruchmechanikprobe bestimmten Rissinitiierungspa-rameters Ji jedoch weiterhin geeignet. Beispielhaft sind Anforderungen unter Annahme des EC 3-Fehlers in Ta-belle 7 gegeben.

7.4 Unwägbarkeiten aus inhärenten Materialstreuungen

Der Stahlgütenachweis nach dem neuen Hochlagenmodell erfolgt derzeit auf Basis von Mittelwerten und ist demnach bislang charakteristischer Natur. Materialstreuungen und die damit einhergehenden Unwägbarkeiten der tatsächlich vorliegenden Zähigkeits- bzw. Dehnungsdargebote sollten in Zukunft in Anlehnung an das probabilistische Konzept des Eurocodes über die Berücksichtigung von Materialteil-sicherheitsbeiwerten abgedeckt werden, z. B. nach Anhang D der DIN EN 1990 [21]. Entsprechende experimentelle Untersuchungen zur Ableitung von γM-Faktoren und die Verifizierung eines zugrunde gelegten Vertrauensniveaus

wären somit Bestandteil weiterer Forschungsaktivitäten. Insbesondere sei hier auf die sich momentan in der Ent-wicklung befindenden Schädigungsmodelle [22] und deren Erweiterung um den so genannten Lode-Winkelparameter hingewiesen, mit deren Hilfe direkt nominelle Zähigkeits-werte abgeleitet werden könnten.

7.5 Zur Bestimmung der Hochlagenkerbschlagarbeit KVUS

Das dargelegte Stahlgütewahlmodell beruht auf der Kennt-nis der Hochlagenzähigkeit. Deren explizite Bestimmung ist momentan nicht Bestandteil der Normung und sie wer-den in den Werkszeugnissen nicht ausgewiesen. KVUS-Werte sind jedoch in dieser Hinsicht zwingend erforder-lich, solange sie nicht durch die in den Lieferzeugnissen ausgewiesenen Kerbschlagwerte im Übergangsbereich ab-gedeckt werden. Vor dem Hintergrund der im Rahmen die-ses Aufsatzes aufgezeigten Zusammenhänge wird generell die Zähigkeitscharakterisierung durch einen einzigen Kerb-schlagwert im Übergangsbereich dem Werkstoff Stahl nicht ausreichend gerecht. Im Zuge der Weiterentwicklung der Stahlbaunormen wird deswegen die experimentelle Be-stimmung des KVUS-Wertes empfohlen.

8 Zusammenfassung

Im Hinblick auf die plastische Bemessung von Stahlkons-truktionen ist die Werkstoffgütewahl in den Stahlbaunor-men unbefriedigend. Zur Sicherung des in den Bemes-sungsmodellen implizit unterstellten Duktilitätsvermögens fehlt ein zähigkeitsorientiertes Rechenmodell, das die zur Aktivierung der plastischen Verformungsreserven erforder-lichen Hochlageneigenschaften des Materials explizit be-rücksichtigt.

Zur Quantifizierung von Zähigkeitsanforderungen wurden bruch- und schädigungsmechanische Methoden herangezogen. Zum einen besteht ein direkter Zusammen-hang unter anderem mit der Beanspruchung in Form von

Tabelle 6. Erforderliche KVUS-Werte für CNT-Bleche für d/W ~ 0,1, tmax = 100 mmTable 6. Required KVUS-values for the CNT-geometry for d/W ~ 0,1, tmax = 100 mm

d in mm Lieferzustand S235 S275 S355 S460 S690 S890 S960

25(α = 0,118)

AR, N, TM 27 30 50 85 190 – –

Q – – – 55 190 255 270

30(α = 0,115)

AR, N, TM 27 35 60 100 225 – –

Q – – – 95 210 275 295

35(α = 0,113)

AR, N, TM 30 40 70 115 260 – –

Q – – – 120 230 290 310

40(α = 0,112)

AR, N, TM 35 45 80 130 295 – –

Q – – – 135 245 305 325

Tabelle 7. Erforderliche KVUS-Werte für die im Rahmen von [14] durchgeführten Rotationsversuche aus S355J2Table 7. Required KVUS-values for the beam-column-connections made of S355J2 tested in [14]

R RT_HEA_355_ns RT_HEA_355_s RT_IPE_355_ns RT_IPE_355_s

2,0 75 80 75 55

3,0 90 90 95 75

4,0 110 100 120 95



suchs mit Prüfverfahren nach europäisch harmonisierten Pro-duktnormen. Bericht zum Forschungsvorhaben FE 15.0359/ 2001/CRB Aachen, 18. 11. 2003.

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Autoren dieses Beitrages:Dr.-Ing. Björn Eichler,[email protected],Terex MHPS GmbH,Forststraße 16, 40597 Düsseldorf

Prof. Dr.-Ing. Markus Feldmann,[email protected],Institut für Stahlbau und Lehrstuhl für Stahlbau und Leichtmetallbau der RWTH Aachen,Mies-van-der-Rohe-Straße 1, 52074 Aachen

äußeren Lasten und weiterhin ist die direkte Korrelierbar-keit mit den in den Produktnormen ausgewiesenen Kerb-schlagzähigkeiten gegeben. Zunächst war eine numerische Betrachtung in Form von FE-Simulationen notwendig, die anhand von Versuchen verifiziert werden konnten. Dabei spielt das zugrunde gelegte Materialgesetz zur Beschrei-bung des nichtlinearen Werkstoffverhaltens eine bedeu-tende Rolle. In dieser Hinsicht sind im monotonen Fall Referenzfließkurven aus der Auswertung umfangreicher Daten aus Zugversuchen entwickelt worden, auf deren Grundlage generalisierte Hochlagenanforderungen entwe-der als J-Integral oder als plastische Vergleichsdehnung abgeleitet wurden. Entscheidend für die Größenordnung der Hochlagenanforderungen ist ein mit der plastischen Bemessung verträgliches Beanspruchungsniveau, das hier dreistufig definiert wurde. Damit hängen die Anforderun-gen vom Anwendungsfall ab und werden vornehmlich von der Beanspruchungsart und der Bauteil- bzw. der Kerbgeo-metrie beeinflusst.

Die so bestimmten zähigkeits- und dehnungsbasierten Anforderungen lassen Rückschlüsse auf die er forderliche Hochlagenzähigkeit des Werkstoffs zu. Konservativ wurde dabei als Versagenskriterium die duktile Rissinitiierung ge-wählt. Zur Überführung in ein anwendertaugliches Werk-stoffgütewahlmodell sind geeignete Korrelationsbeziehun-gen mit den bruch- und den schädigungsmechanischen Anforderungsparameter und der Kerbschlagarbeit KVUS in der Hochlage entwickelt worden. Diese prinzipiell einfach zu bestimmende Größe kann direkt mit empirisch herge-leiteten generalisierten Schädigungskurven und mit der Initiierungszähigkeit Ji verknüpft werden.

Weiter geht in das dargelegte Stahlsortenwahlmodell die zur Hochlagenkerbschlagarbeit korrespondierende Hochlagentemperatur TUS ein, die eine Verknüpfung mit den tieflagenorientierten Mindestwerten der in den Pro-duktnormen ausgewiesenen Kerbschlagarbeiten ermög-licht. Dies konnte für Baustahl verifiziert werden.

Literatur

[1] DIN EN 1993-1-10: Eurocode 3: Bemessung und Konstruk-tion von Stahlbauten – Teil 1-10: Stahlsortenauswahl im Hin-blick auf Bruchzähigkeit und Eigenschaften in Dickenrich-tung. Dezember 2010.

[2] DIN EN 1993-1-1: Eurocode 3: Bemessung und Konstruk-tion von Stahlbauten – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau. Dezember 2010.

[3] SEP 1390: Aufschweißbiegeversuch. 2. Ausgabe, Juli 1996.[4] Eichler, B.: Hochlagenorientierte Werkstoffgütewahl für die

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[5] Sedlacek, G. et al.: Commentary and Worked Examples to EN 1993-1-10 “Material Toughness and Through Thickness Properties” and other Toughness oriented Rules in EN 1993. JRC Scientific and Technical Report, EUR 23510, 2008.

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Fachthemen

DOI: 10.1002/stab.201610348Helmut SaalReinhold GitterAndreas Fellhauer

Sowohl die Bemessung von Aluminiumtragwerken nach DIN EN 1999-1-1 [1] im Allgemeinen als auch die der Schweißverbindun-gen im Besonderen unterscheidet sich von der nach DIN 4113 in vielerlei Grundsätzen. Bestehende deutsche Regelungen und aus der Anwendung der EN 1999-1-1 deutlich gewordene Lücken er-forderten, dass durch ergänzende, nicht widersprechende Anga-ben, die so genannten NCI-Regelungen, im Nationalen Anhang und seinen Änderungen Bemessungsregeln und Erläuterungen ergänzt wurden. Bei NCI-Regelungen ist zu beachten, dass diese nur für Tragwerke und tragende Bauteile angewendet werden dürfen, die im betreffenden Land – das heißt also hier in Deutsch-land – zum Einsatz kommen. Da der Umfang der zerstörungsfreien Prüfung der Schweißnähte gemäß DIN EN 1090-3 [5] vom Aus-nutzungsgrad (Ausnutzungsklasse) und der Art des Bauwerks (Ausführungsklasse) abhängt und so indirekt die Beanspruchbar-keit bestimmt, werden nach der Behandlung der Bemessungs-regeln für Schweißverbindungen abschließend die Regelungen der DIN EN 1090-3 zur Ausführung und Prüfung von Schweißnäh-ten beschrieben, die auch der Tragwerksplaner kennen muss.

Design of predominantly statically loaded welded connections of aluminium structures according to DIN EN 1999-1-1. The design of aluminium structures according to DIN EN 1999-1-1 is different with respect to many design principles of DIN 4113 in general as well as especially for welded connections. Non-contradicting ex-isting German design rules and defi ciencies (missing design pro-visions) which became obvious with the application of DIN EN 1999-1-1 in daily practice required and will require NCI-regulations with supplemental design rules and comments in the National Annex and its amendments. The regulations of DIN EN 1090-3 [5] for execution and testing of welds are discussed in connection with the design rules. This is important since the degree of non-destructive testing of welds according to DIN EN 1090-3 [5] depends on the utilization factor (utilization range) and the nature of structure (execution class). Thus it indirectly determines the design resistance which is needed by the designing engineer.

1 Einleitung

Die Bemessung von Aluminiumtragwerken nach DIN EN 1999-1-1 ([1], [2]) unterscheidet sich von der nach DIN 4113 ([3], [4]) dadurch, dass in [1] und [2]: – das Konzept der Teilsicherheitsbeiwerte statt dem der

zulässigen Spannungen angewendet wird – die Regelungen sehr viel umfangreicher sind und

– eine größere Zahl an Legierungen und Zuständen um-fasst wird

Zudem unterscheidet sich die Bemessung der Schweißver-bindungen im Wesentlichen dadurch, dass in [1] und [2]: – bei den Bemessungsformeln die Unterscheidung nach

der Art der Bauteile und der Nahtanordnung zur Kraft-richtung entfällt; es bleibt nur die Unterscheidung nach Stumpf- und Kehlnähten

– der Nachweis für die Wärmeeinfl usszone (WEZ) bei der Kraftübertragung über den Nahtbereich gesondert zu führen ist

– das Richtungsverfahren bei der Bemessung der Kehl-nähte anzuwenden ist, bei dem als Beanspruchungsgröße ein Vergleichswert aus den Komponenten der auf die wirksame Nahtfl äche bezogenen Normal- und Schub -spannungen gebildet wird

– sich bei ungleichschenkligen Kehlnähten eine größere wirksame Nahtdicke ergibt

– die Größe der Wärmeeinfl usszone und die Festigkeits-werte in dieser auch vom Schweißverfahren, der Art der Legierung und der Geometrie des Schweißnahtberei-ches abhängen

– der Umfang der zerstörungsfreien Prüfung der Schweiß-nähte gemäß DIN EN 1090-3 [5] vom Ausnutzungsgrad (Ausnutzungsklasse) und von der Art des Bauwerks (Ausführungsklasse) abhängt und so indirekt die Bean-spruchbarkeit bestimmt

Die folgenden Ausführungen gehen nicht auf die Regelun-gen im Nationalen Anhang ein. Dies geschieht in Ab-schnitt 4.

2 Nachweise nach DIN EN 1999-1-12.1 Allgemeines

Die Bemessungsregeln in DIN EN 1999-1-1 gelten für MIG- und WIG-Schweißnähte an Bauteilen aus Werkstoff en nach Tabelle 3.2a und Tabelle 3.2b von DIN EN 1999-1-1 mit den dort geregelten Bauteildicken sowie den in Ta-belle 8.8 und hier in Tabelle 1 aufgeführten Kombinationen von Grundwerkstoff und Schweißzusatzwerkstoff .

Spannungen, die nicht der Lastübertragung über die Schweißnaht dienen, zum Beispiel nahtparallele Normal-spannungen oder Eigenspannungen, werden bei den Trag-fähigkeitsnachweisen nicht berücksichtigt.

Die Bemessung vorwiegend ruhend beanspruchter Schweißverbindungen von Aluminiumtragwerken nach DIN EN 1999-1-1

H. Saal/R. Gitter/A. Fellhauer · Die Bemessung vorwiegend ruhend beanspruchter Schweißverbindungen von Aluminiumtragwerken nach DIN EN 1999-1-1


gen einzusetzen und bei dem Nachweis für die WEZ ist anstelle der in Tabelle 1 angegebenen charakteristischen Festigkeit fw der Schweißnaht der aus den Tabellen 3.2a und 3.2b von [1] zu entnehmende charakteristische Wert der Zugfestigkeit der WEZ fu,haz in Bedingung (1) einzuset-zen. Der Teilsicherheitsbeiwert γMw ist in allen hier behan-delten Fällen in Deutschland mit 1,25 einzusetzen.

2.2 Bemessung von Stumpfnähten

Die wirksame Nahtdicke ist die kleinste Bauteildicke an der Verbindungsstelle. Zusätzlich ist der Nachweis in den Schnitten 1 und 2 für die WEZ zu führen. Dass in [4] das Produkt min (σzul t) als maßgebende Größe für den Nach-weis zu verwenden ist, liegt daran, dass dort die Nachweise für die Schnitte 1 und 2 bereits in den Wert σzul für die Schweißnaht integriert worden sind.

Die wirksame Länge Leff ist bei mit Auslaufblechen geschweißten Nähten oder Nähten mit geschlossenem Umlauf gleich der vorhandenen Nahtlänge L. Andernfalls ist Leff = L – 2t, wobei t die Bauteildicke ist. Der Abzug von 2t entspricht [4], jedoch ist die dortige Forderung, dass mindestens 8 mm abzuziehen sind, in [1] entfallen.

In [1] werden als Spannungskomponenten bei Stumpf-nähten (Bedingung Gl. (8.31)) nur eine Normalspannung σ⊥ und eine Schubspannung τ behandelt und durch die Vergleichsspannungs-Hypothese nach Mises-Huber-Henky erfasst. Es liegt nahe – auch in Anbetracht der Bedingung Gl. (8.33) in [1] für den Nachweis von Kehlnähten – dies um die Schubspannung rechtwinklig zur Schweißnaht-achse τ⊥ zu erweitern, die beispielsweise bei Stumpfnähten in biegebeanspruchten Platten auftritt. Damit ergibt sich die Bedingung (1) auch für den Tragfähigkeitsnachweis von Stumpfnähten.

Nicht durchgeschweißte Stumpfnähte sollen nur bei Sekundärbauteilen, das heißt bei Bauteilen, die nur Lasten weiterleiten und nicht zur Gesamttragwirkung beitragen, und bei unbelasteten Bauteilen verwendet werden.

2.3 Bemessung von Kehlnähten

Die wirksame Nahtdicke ist nach [1] die Höhe des größten in die Schweißnaht einschreibbaren Dreiecks (s. Bild 2). Im deutschen Regelwerk war es im Allgemeinen die Höhe aD des größten in die Schweißnaht einschreibbaren gleich-schenkligen Dreiecks. Im Regelfall einer gleichschenkligen

Die Ermittlung der Spannungskomponenten, welche die Schweißnähte bei der Lastübertragung beanspruchen, wird in Abschnitt 4.3 behandelt, wobei der Schwerpunkt auf der Berücksichtigung eines nichtlinearen Spannungs-Dehnungsdiagramms liegt. Die dort als Sonderfall einge-schlossene elastische Spannungsermittlung bedarf keiner weiteren Erläuterung.

In Bild 1 sind für eine Stumpfnaht und für eine Kehl-naht die beim Nachweis der Schweißverbindung zu be-rücksichtigenden Bruchfl ächen eingetragen. Dies sind für – die WEZ im Bauteil A der Schnitt 1 sowie bei der Kehl-

naht auch der Schnitt 1' – die WEZ im Bauteil B der Schnitt 2 oder Schnitt 2' – die Schweißnaht der Schnitt 3

In DIN 4113-2 wurden für die Stumpfnähte und die Kehl-nähte bei der Ermittlung der zulässigen Spannungen die Nachweise für die Schweißnaht (Schnitt 3) und für die WEZ im Anschluss an die Schweißnaht (Schnitte 1 und 2 bzw. 1') zusammengefasst. Dies steht einem unmittelbaren Vergleich der nach DIN 4113-2 zulässigen Spannungen mit den in DIN EN 1999-1-1 angegebenen Beanspruchbar-keiten der Schweißnähte im Wege.

Wenn bei der WEZ und den Stumpfnähten alle Span-nungskomponenten berücksichtigt werden, fi nden sich in DIN EN 1999-1-1 Bedingungen der Form (1) für den Nachweis nach dem richtungsbezogenen Verfahren bei Kehlnähten:

( )σ + τ + τ ≤γ⊥ ⊥3f

Ed2

Ed2

Ed2 w

Mw

(1)

Dabei sind jedoch, wie im Folgenden erläutert wird, unter-schiedliche Bezugsfl ächen für die Ermittlung der Spannun-

Tabelle 1. Charakteristische Werte der Festigkeit fw von Schweißnähten (Tabelle 8.8 von DIN EN 1999-1-1)Table 1. Characteristic strength values of weld metal fw (Table 8.8 of DIN EN 1999-1-1)

Schweiß-zusatz-

werkstoff

Legierung1)

3103 5052 5083 545457545049

6060606330055005

6005A61060

6061 60823004

7020 8011A

53562) – 170 240 220 160 180 190 210 260

4043A4047A3103

95 – – – 150 160 170 190 210

3)

1) Bei Kombinationen unterschiedlicher Legierungen muss der niedrigste Wert fw verwendet werden.2) Die Werte dieser Zeile gelten auch für die Schweißzusatzwerkstoff e 5056, 5356A, 5556A/5556B und 5183/5183A.3) Für die Schweißzusatzwerkstoff e Typ 4 und Typ 5 kann ein Wert von 100 N/mm2 verwendet werden.

Bild 1. Für den Nachweis der Schweißverbindung zu betrachtende Bruchfl ächen; a) Stumpfnaht, b) KehlnahtFig. 1. Fracture lines to be checked for the design of a welded joint; a) butt weld; b) fi llet weld



veränderung – ist bei Nahtlängen größer als 100 × a die wirksame Nahtlänge zu ermitteln aus:

Leff = (1,2 – 0,2 L/100a) L (2)

Diese Abminderung nach Gl. (2) ist nicht erforderlich, wenn sich aus der Verträglichkeit der Dehnungen keine ungleichförmige Spannungsverteilung längs der Naht er-gibt – Halskehlnähte bei Biegeträgern und Stirnkehlnähte.

Eine dem Vorgehen bei den Stumpfnähten entspre-chende Kürzung auf die eff ektive Nahtlänge bei fehlenden Auslaufblechen ist in [1] wie auch in [6] nicht erwähnt.

Das in DIN EN 1999-1-1 angegebene Verfahren zum Nachweis der Schweißnähte entspricht dem in DIN EN 1993-1-8 [6] als richtungsbezogenes Verfahren beschriebe-nen Nachweis. Bei ihm werden die Spannungskomponen-ten ermittelt, die infolge der durch die Verbindung zu über-tragenden Schnittgröße in der durch die Richtung und Länge von a in Bild 3 festgelegten Nahtfl äche wirken. Die-ses sind nach Bild 4: – die Normalspannung σ⊥ rechtwinklig zur Ebene der

Nahtfl äche – die Schubspannung τ⊥ (in der Ebene der Nahtfl äche)

rechtwinklig zur Schweißnahtachse – die Schubspannung τ (in der Ebene der Nahtfl äche)

parallel zur Schweißnahtachse

Die Normalspannung σ parallel zur Schweißnahtachse überträgt keine Schnittgröße über die Verbindung und bleibt deshalb bei dem hier in Rede stehenden statischen Tragfähigkeitsnachweis außer Betracht.

Der Bemessungswert der Beanspruchung einer Kehl-naht muss bei dem richtungsbezogenen Verfahren die Be-dingung (1) erfüllen.

In Abschnitt 8.6.3.3(10) von DIN EN 1999-1-1 wer-den Bedingungen zur Bestimmung der erforderlichen Nahtdicke a bei Doppelkehlnähten unter Zug sowie naht-parallelem Schub angegeben. Diese ergeben sich aus einer einfachen Gleichgewichtsbetrachtung und Einsetzen der Spannungskomponenten in die Bedingung (1). Dabei ist vorausgesetzt, dass es sich um gleichschenklige Nähte han-delt. Die dort angegebene Bedingung Gl. (8.34) gilt auch für die Übertragung einer in der Anschlussebene recht-winklig zur Naht wirkenden Kraft (Querkraft). Entspre-chend lassen sich auch für andere Situationen der Einwir-

Naht (vergleiche linke Seite von Bild 2) ergibt sich daraus kein Unterschied. Bei ungleichschenkligen Nähten erge-ben sich jedoch mit der Defi nition nach [1], die ebenso in [6] verwendet wird, größere Nahtdicken. Wenn β der Win-kel zwischen der Schweißnahtoberfl äche und einem an-schließenden Schenkel (Schweißlinie) und α der Öff nungs-winkel zwischen den beiden Schweißnahtschenkeln (Schweißlinien) z1 und z2 ist (vgl. Bild 3a), gilt aE/aD = sin β/cos (α/2). Dieses Verhältnis aE/aD nimmt mit α zu und beträgt 1,26 bei einem Verhältnis z1/z2 = 2 bei einer rechtwinkligen Naht gemäß Bild 3b, d. h. mit einem Öff -nungswinkel α = 90°, und 1,31 bei z1/z2 = 2 und α = 120°. Diese Zunahme erfordert einen wesentlich größeren Auf-wand an Schweißgut (2-fache Schweißgutmenge bei die-sem Beispiel). Dies kann aber z. B. dafür genutzt werden, dass Stirnkehlnähten (α = 90°) ein größerer Anteil der zu übertragenden Kraft zugewiesen werden kann, d. h. ein kürzerer Anschluss wäre möglich, besonders bei den nied-rigerfesten AlMgSi-Legierungen kann meistens sogar die Tragfähigkeit des anzuschließenden Bauteils erreicht wer-den.

Wenn der Winkel β größer als 90° wird (z. B. wenn α ≤ 60° und z1/ z2 ≥ 2 oder α ≤ 70,5° und z1/z2 ≥ 3), liegt die Strecke der Nahtdicke mit der Defi nition nach [1] im Grundwerkstoff . Das gibt keinen Sinn. Die in Rede ste-hende Defi nition soll den kürzesten von der Nahtwurzel ausgehenden Schnitt durch die Schweißnaht beschreiben. Das ist bei β ≥ 90° der anliegende Schweißnahtschenkel (Schweißlinie).

Nähte, die kürzer sind als das Achtfache der Naht-dicke a, sollen nicht als tragende Nähte angesetzt werden.

Wenn aufgrund der Verträglichkeit der Dehnungen der verbundenen Bauteile eine ungleichförmige Span-nungsverteilung längs der Naht vorliegt – Flankenkehl-nähte von Stabanschlüssen ohne geeignete Querschnitts-

Bild 2. Defi nition der Kehlnaht-dickeFig. 2. Throat thickness of a fi llet weld: defi nition

Bild 3. Kehlnaht mit Defi nition der Abmessungen und StirnnahtFig. 3. Fillet weld (defi nition of dimensions) and edge fi llet weld

Bild 4. Spannungen σ⊥, τ⊥ und τ in der Naht-fl äche einer KehlnahtFig. 4. Stresses σ⊥, τ⊥ und τ in the sectional area of a fi llet weld



Daraus ergibt sich

2

3

f

f

1 q q 32

l

1q3

l

3

1

u,haz

w

2 2

22

ηη

= ⋅ ⋅+ + + ⋅

+ +

(5)

Für den in der Regel nicht maßgebenden Nachweis im Schnitt 2' (η2) ist der Nenner des Wurzelausdruckes durch (q2 + 1/3 + l2) zu ersetzen

2

3

f

f

1 q q 32

l

q 13

l

3

2

u,haz

w

2 2

2 2

ηη

= ⋅ ⋅+ + + ⋅

+ + (6)

Der Wurzelausdruck, der in dem Verhältnis η3/η1,2 mit q und l den Einfl uss der Kräfte Q und L erfasst, wird hier wie im Folgenden als Mehrachsigkeitsfaktor M bezeichnet.

Wird anstelle der einseitigen Kehlnaht bei sonst glei-chen Vorgaben eine Doppelkehlnaht ausgeführt, so ergibt sich entsprechend

F 1

a 2 f1 q q 3

2l3

2

w

2 2η = ⋅ ⋅γ

⋅ + + + ⋅ (7)

und

F3 2

2a f1

q3

l12

u,haz

22η = ⋅ ⋅

γ⋅ + + (8)

sowie

(9)2

3

f

f

1 q q 32

l

1q3

l

3

1

u,haz

w

2 2

22

ηη

= ⋅ ⋅+ + + ⋅

+ +

wiederum mit der Alternative (q2 + 1/3 + l2) für den Nen-ner des Mehrachsigkeitsfaktors M in Bezug auf die Schmelzlinie 2'.

Mit Hilfe der Ausdrücke für η3/ηi lässt sich nach de-ren Berechnung recht einfach entscheiden, welches die kritische Zone der Verbindung ist: Bei η3/ηi > 1 (i = 1, 2) ist die Schweißnaht und bei η3/ηi < 1 die Schmelzlinie die kritischere, d. h. die nachzuweisende Zone. Dieser Nach-weis kann dann mit Hilfe der Beziehungen für η3 oder η1,2 erfolgen. Um die Arbeit zu erleichtern, sind in Tabelle 2 die Werte für den vor dem Wurzelausdruck M stehenden, in

allen Formeln gleichen Term 2

3

f

fu,haz

w

⋅ für alle Legierun-

gen/Zustände von DIN EN 1999-1-1 tabelliert, wobei für fu,haz die Zahlenwerte nach den Tabellen 3.2a und 3.2b von

[1] zugrunde liegen. Die Werte 2

3

f

fu,haz

w

⋅ müssen dann

lediglich noch mit M multipliziert werden und, falls eine Abminderung gemäß Tabelle 4 erfolgt, ebenfalls mit dem Wert von A. Sind an den nachzuweisenden Schweißver-bindungen unterschiedliche Werkstoff e beteiligt, so ist für fw der kleinere der Werte für die beiden Werkstoff e und für

kungen, beispielsweise Biegemomente M anstelle der Kraft F in Bild 8.19 von [1] oder der Nahtgeometrie, bei-spielsweise andere Neigung der Nahtfl äche, solche Bedin-gungen herleiten.

Die eingangs beschriebene Defi nition der Kehlnaht-dicke geht davon aus, dass die kürzeste Strecke auch die ungünstigste Strecke ist. Die Bedingung (1) hat aber zur Folge, dass dies nicht notwendigerweise zutriff t, das heißt bei Nahtfl ächen, die nicht mit der Höhe des Dreiecks zu-sammenfallen, ergeben sich größere Beanspruchungen. Am Beispiel der Stirnkehlnaht unter Zug rechtwinklig zur Stirnfl äche (vgl. Bild 3b) ergibt sich, dass diese Abweichun-gen für β ≤ 45° nicht größer als 8 % sind, dass sie aber bei β > 45° bis auf 15 % bei den Verhältnissen z1/z2 = 2 (β = 63,4°) und z1/z2 = 3 (β = 71,6°) anwachsen. Eine Be-rücksichtigung dieser Abweichungen wäre mit einem un-verhältnismäßigen Aufwand verbunden und angesichts der Vorgaben der Norm nicht gerechtfertigt.

Die Bedingung (1) hat zur Folge, dass die Tragfähigkeit bei der oben betrachteten Stirnkehlnaht (α = 90°) stärker als proportional zum Verhältnis aE/aD zunimmt. Bei dem Verhältnis z1/z2 = 2 ergibt sich mit aE/aD = 1,27 (aD = 0,707), β = 63,5°, σ⊥ = (σ/aE) · sin 63,5° = 1,0 · σ und τ⊥ = (σ/aE) · cos 63,5° = 0,498 · σ und damit σv = 1,32 · σ. Bei der gleichschenkligen Naht wäre aE/aD = 1 und σv = 2,0 · σ. Die Tragfähigkeitssteigerung durch die längere Schweißlinie parallel zur zu übertragenden Kraft betrüge demnach [(1/1,32 – 1/2,0)/(1/2,0)] 100 = 51 %.

2.4 Tragfähigkeitsnachweis für die Wärmeeinfl usszone

Die Spannungen für den Nachweis mit Bedingung (1) sind für die in Bild 1 angegebenen Schnitte 1, 1', 2 und 2' zu ermitteln. Anstelle von fw ist der charakteristische Wert fu,haz der Zugfestigkeit der WEZ einzusetzen.

Die Bedeutung dieses Nachweises in der Schmelzlinie wird deutlich, wenn man den Anschluss eines Bauteils A an ein Bauteil B gemäß Bild 1b mit einer rechtwinkligen, gleichschenkligen Kehlnaht der Dicke a betrachtet. Von den durch die Schweißverbindung zu übertragenden Kräf-ten wird die in Bild 1b eingetragene Kraft mit F, die zu ihr rechtwinklige Kraft mit Q (in Bild 1b nach links als positiv defi niert und bei entgegengesetzter Richtung in den Gln. (3) bis (6) mit negativem Vorzeichen einzusetzen) und die Kraft rechtwinklig zur Zeichenebene mit L bezeichnet. Es werden die Abkürzungen q = Q/F und l = L/F verwendet. Die Kräfte wirken zentrisch bezüglich der Kehlnahtdicke a sowie F und L bei der Doppelkehlnaht in der Symmetrie-achse des Anschlusses und es wirken keine Momente. Dann ergibt sich für die Schweißnaht (Schnitt 3) mit Be-dingung (1) der Ausnutzungsgrad zu

F 2a f

1 q q 32

l32

w

2 2η = ⋅ ⋅γ

⋅ + + + ⋅ (3)

Für die Schmelzlinie wird wegen der in Bedingung (1) un-günstigeren Bewertung der Schubspannung der Schnitt 1' maßgebend mit dem Ausnutzungsgrad

F3 2

a f1

q3

l12

u,haz

22η = ⋅ ⋅

γ⋅ + + (4)



fu,haz der Wert des an die Schmelzlinie angrenzenden Werkstoff es in den Gln. (3) bis (9) einzusetzen. Dies ist in Tabelle 2 nicht erfasst.

Bei dieser Betrachtung braucht ein hinsichtlich der Vermeidung zerstörungsfreier Prüfungen reduzierter Aus-nutzungsgrad nicht beachtet zu werden, weil diese Abmin-

Grundwerkstoff Schweißzusatz 2

3

f

fu,haz

w

⋅

Blech und BandEN AW-

fu,hazN/mm2

fw in N/mm2 Schweißzusatz

5356 4043A 5356 4043A

3004 155 210 190 0,85 0,94

3005 115 160 150 0,83 0,89

3103 90 – 95 – 1,09

5005/5005A 100 160 150 0,72 0,77

5052 170 170 – 1,16 –

5049 190 220 – 1,00 –

5454 215 220 – 1,13 –

5754 190 220 – 1,00 –

5083 O/H11150 < t ≤ 80

270 240 – 1,30 –

5083 sonst 275 240 – 1,32 –

6061 T4/T451 150 190 170 0,91 1,02

6061 sonst 175 190 170 1,06 1,19

6082 T4/T451 160 210 190 0,88 0,97

6082 sonst 185 210 190 1,02 1,12

7020 280 260 210 1,24 1,54

8011A 85 1001) 1001) 0,98 0,98

ProfileEN AW-

5083 270 240 – 1,30 –

5454 200 220 – 1,05 –

5754 180 220 – 0,95 –

6060 T5 80 160 150 0,58 0,62

6060 T6/T64 100 160 150 0,72 0,77

6060 T66 110 160 150 0,79 0,85

6061 T4 150 190 170 0,91 1,02

6061 T6 175 190 170 1,06 1,19

6063 T5 100 160 150 0,72 0,77

6063 T6 110 160 150 0,79 0,85

6063 T66 130 160 150 0,94 1,00

6005A 165 180 160 1,06 1,19

6106 160 180 160 1,03 1,16

6082 T4 160 210 190 0,88 0,97

6082 T5/T6 185 210 190 1,02 1,12

7020 280 260 210 1,24 1,54

1) Schweißzusatzwerkstoff Typ 4 oder Typ 5

Tabelle 2. Beiwerte 2

3

f

fu,haz

w

⋅ der Gln (5), (6) und (9), ermit-

telt mit den Zahlenwerten fu,haz des Grundwerkstoff es nach den Tabellen 3.2a und 3.2b sowie den Festigkeiten fw der Schweißnaht nach Tabelle 8.8 von [1]

Table 2. Coeffi cients 2

3

f

fu,haz

w

⋅ of equations (5), (6) and (9),

based on the numerical values fu,haz of the base material according to tables 3.2a and 3.2b of [1] and the strength fw of the weld according to table 8.8 of [1]

derung ebenso wie für die Schweißnaht auch für die Schmelzlinie gilt. Der Ausnutzungsgrad von Schweißnaht oder Schmelzlinie ergibt sich dann für die Kehlnähte mit den voranstehenden Formeln und muss gegebenenfalls der Beschränkung hinsichtlich der Vermeidung zerstörungs-freier Prüfungen genügen.

Für die Stumpfnaht bedarf es aufgrund der einfachen Lage der Schnittfl ächen 1, 2 und 3 zu den zu übertragen-den Kräften keiner Erläuterung der diesbezüglichen An-wendung von Bedingung (1).

3 Qualitätssicherung nach DIN EN 1090-3

Falls in den Ausführungsunterlagen keine weitergehenden Anforderungen festgelegt wurden, sind bei der Ausführung von Aluminiumtragwerken und Tragwerkskomponenten bei den einzelnen Ausführungsklassen (EXC) in Bezug auf die Qualitätsanforderungen und die Qualitätsprüfungen die Regelungen von DIN EN 1090-3:2008-09 einzuhalten. Im normativen Anhang A sind dazu die vom Tragwerks-planer zu treff enden Festlegungen aufgeführt. Nach dem informativen, für Deutschland aber normativen Anhang L von [5] hängt der Umfang der zerstörungsfreien Prüfung der Schweißnähte ab von der:α) Beanspruchungskategorie SC1 oder SC2β) Beanspruchungsartχ) Nahtartδ) Ausführungsklasse EXC1 bis EXC3ε) Ausnutzungklasse UR (Ausnutzungsgrad U) – auch be-

züglich der Schnitte 1' und 2' in Bild 1b zu bestimmen

wobei noch die einzuhaltende Bewertungsgruppe nach DIN EN ISO 10042 [7] von der Ausnutzungsklasse abhängt.

Diese fünf Parameter verknüpfen die Ausführung mit der Berechnung. Die zugehörige Dokumentation wird für die Parameter α, δ und ε in Abschnitt 12.4.3.1 von [5] hin-sichtlich des Prüfumfanges gefordert und im informativen Anhang J „Anforderungen an Schweißnähte – Art der Dar-stellung auf Schweißplänen“ von [5] beschrieben. Die Para-meter α bis ε sind aber zunächst durch die Tragwerkspla-nung gegeben. Deshalb kann der Tragwerksplaner nach den Tabellen L.1 und L.2 von [5] den dafür erforderlichen Umfang der zerstörungsfreien Prüfung bestimmen.

Mit der Festlegung der Ausnutzungsklassen durch die Tabellen L.1 und L.2 sind mit Tabelle L.4 die Abnahmekri-terien für die Schweißnähte bei vorwiegend ruhender Be-anspruchung bestimmt. Aus diesen Tabellen ist die Bewer-tungsgruppe nach [7] zu entnehmen und mit den in [5] zusätzlich geforderten Bedingungen in der Konstruktions-zeichnung zur Information für die Abnahmeprüfung anzu-geben. Als Information für die Ausführung sollten dement-sprechend in der Konstruktionszeichnung vom Tragwerks-planer – der Schweißzusatzwerkstoff und das Schweißverfahren

sowie – der Umfang der zerstörungsfreien Prüfung (ZfP), die Be-

wertungsgruppe und die Beanspruchungskategorieangegeben werden.

Da der Tragwerksplaner durch Modifi kation der Mate-rialabmessungen bzw. der Wanddicken den Ausnutzungs-grad mitbestimmen kann, hat er einen Einfl uss auch auf



ff

3vwd

w

Mw

=⋅ γ

(12)

Dabei ist a die wirksame Nahtdicke und fw der charakte-ristische Wert der Festigkeit der Schweißnaht.

Die in diesem Nachweisformat sich ergebenden Bean-spruchbarkeiten sind im Vergleich zu den Beanspruchbar-keiten nach dem richtungsbezogenen Verfahren konserva-tiv. Bei rein querbeanspruchten Kehlnähten, also bei der bruchtechnisch kritischsten Beanspruchung, liegt die Re-serve sogar bei (√

—3 / √

—2 – 1) = 0,22, das heißt bei 22 %.

Abweichend von den in Abschnitt 3 genannten Rege-lungen von DIN EN 1090-3 [5] darf, wenn die Bemessung der Kehlnähte nach dem soeben beschriebenen vereinfach-ten Verfahren nach NCI zu 8.6.3.3(9) erfolgt, auf eine zer-störungsfreie Prüfung (ZfP) verzichtet werden, wenn die Bedingungen a) bis d) erfüllt sind:a) wirksame Nahtdicke a ≤ 6 mm und b) Dicke der verbundenen Bauteile an der Verbindungs-

stelle t ≤ 15 mm und c) Beanspruchungskategorie SC1 und d) Ausführungsklasse EXC1 oder EXC2

Da die Beanspruchbarkeiten bei dem vereinfachten Ver-fahren sehr vorsichtig angesetzt sind und aufgrund der Tat-sache, dass nach DIN 4113-2 für Kehlnähte eine zerstö-rungsfreie Prüfung (ZfP) nicht verlangt worden ist, ist eine ZfP bei den nach dem NCI in der Änderung A2 des Na-tionalen Anhangs zu Abschnitt 8.6.3.3(9) von DIN EN 1999-1-1 bemessenen Kehlnähten entbehrlich. Dies gilt allerdings nur unter den oben angeführten einschränken-den Bedingungen und ist ein NDP (Nationally Determined Parameter = national festgelegte Parameter) Festlegung zu 2.1.2(3) der Norm über die Änderung A2 zum Nationalen Anhang (s. [2]).

4.2 Bemessung mit nichtlinearem Spannungs-Dehnungs-diagramm

In Absatz 8.1.3(2) von [1] ist angegeben, dass die Bemes-sung von Anschlüssen in der Regel nach der linearen Elas-tizitätstheorie erfolgen soll und eine nichtlineare Theorie zulässig ist, wenn die Last-Verschiebungseigenschaften des Anschlusses berücksichtigt werden. Das betriff t die in Be-dingung (1) zu verwendenden Spannungskomponenten sowie die in Bedingung (10) zu verwendenden Kräfte je Längeneinheit der Schweißnaht, welche die Schweißnähte bei der Lastübertragung beanspruchen. Das Last-Verschie-bungsverhalten der Schweißnähte kann für ihre Bemes-sung vereinfacht durch eine Spannungs-Dehnungsbezie-hung gemäß Bild 5 beschrieben werden.

Der Verlauf der Spannungs-Dehnungsbeziehung hat bei Querschnitten, die auch eine Biegebeanspruchung er-fahren, einen Einfl uss auf die Tragfähigkeit.

Im ungünstigsten Fall ist bei den Aluminiumlegierun-gen nach den Tabellen 3.2a und 3.2b von [1] das Verhältnis fo/fu ≥ 0,35. Für einen Rechteckquerschnitt der Höhe h und der Breite b wird die Grenznormalkraft bei reiner Normalkraftbeanspruchung

N01 = fu · h · b (13)

den Prüfumfang. Bei Konstruktionen, bei denen das Ma-terial z. B. aus Gewichtsgründen extrem auszunutzen ist, muss er aber sehr detailliert die Zonen mit den verschie-denen Ausnutzungsklassen angeben, um so den Prüfum-fang zu minimieren. Bei einer Serienfertigung – das ist in [5] nicht behandelt – kann dies erwogen werden, wobei jedoch auch der in [5] nicht geregelte Stichprobenumfang zu bedenken ist.

4 Ergänzende Regelungen im Nationalen Anhang zu DIN EN 1999-1-1

4.1 Vereinfachtes Verfahren für die Bemessung von Kehl nähten

Das richtungsbezogene Verfahren ist kaum praktikabel, wenn der Winkel, den die beiden von der Oberfl äche des Grundwerkstoff s gebildeten Seiten des in die Kehlnaht ein-schreibbaren Dreiecks miteinander bilden (Öff nungswin-kel α, vgl. Bild 3a), längs der Kehlnaht veränderlich ist. Dieses Problem der Veränderlichkeit tritt stets auf, wenna) die Achse des angeschlossenen Stabes gegen die An-

schlussebene geneigt ist oderb) der Anschluss nicht in einer Ebene, sondern auf einer

stetig gekrümmten Fläche (beispielsweise Rundhohl-profi l oder Rundstab) liegt

Wenn sowohl a) als auch b) zutreff en – was nicht unge-wöhnlich ist – ist die Ermittlung der Lage der Schweiß-nahtfl äche (graue Fläche in Bild 4) ein anspruchsvolles mathematisches Problem.

Das vereinfachte Verfahren nach Abschnitt 4.5.3.3 von DIN EN 1993-1-8, das dem Vorgehen in DIN 4113-2 [4] entspricht, benötigt die Lage der Schweißnahtfl äche nicht und ist deshalb auch bei den unter a) und b) beschrie-benen Situationen ohne Schwierigkeit anwendbar, wie die langjährige Erfahrung in der Anwendung von [4] gezeigt hat. Deshalb wird in der Änderung A2 zum Nationalen Anhang von DIN EN 1999-1-1 [2] als Alternative zu dem richtungsbezogenen Verfahren ein „NCI zu 8.6.3.3(9) – Be-messung von Kehlnähten (Vereinfachtes Verfahren)“ ange-geben (NCI – Non-contradictory complementary Informa-tion = ergänzende, nicht widersprechende Angaben). Da-nach darf die Tragfähigkeit einer Kehlnaht als ausreichend angenommen werden, wenn an jedem Punkt längs der Naht die Resultierende aller auf die wirksame Nahtdicke einwirkenden Kräfte je Längeneinheit folgende Bedingung erfüllt:

Fw,Ed ≤ Fw,Rd (10)

mitFw,Ed Bemessungswert der auf die wirksame Nahtdicke

einwirkenden Kräfte je LängeneinheitFvw,Rd Bemessungswert der Tragfähigkeit der Schweiß-

naht je Längeneinheit (beim vereinfachten Verfah-ren!)

Diese Tragfähigkeit Fw,Rd der Schweißnaht je Längenein-heit ist unabhängig von der Orientierung der wirksamen Nahtfl äche zur einwirkenden Kraft wie folgt zu ermitteln:

Fvw,Rd = fvwd · a (11)



für fo/fu = 0,50, so ergibt sich 0,783/1 + 0,325/1,25 = 1,043. Mit 1,3375 > 1,25 und 1,043 > 1 ist der Ansatz des in Bild 5 gestrichelt eingetragenen Spannungsverlaufes mit fo/fu = 0,5 und Verwendung von M01 als Grenzmoment bei linea-rer Interaktionsbedingung für den Rechteckquerschnitt für alle Aluminiumlegierungen nach den Tabellen 3.2a und 3.2b von [1] als ausreichender Nachweis ausgewiesen. Er-gibt sich aus den garantierten Werkstoff kennwerten, dass man in der Beziehung (14) größere Werte als 0,5 für fo/fu einsetzen darf, so ist dies von Vorteil.

Für andere Querschnitte können entsprechende Be-trachtungen angestellt werden.

In diesem Zusammenhang ist darauf hinzuweisen, dass nach Absatz 5.4.3(1) von [1] an Stellen, an denen in der Tragwerksberechnung ein Fließgelenk angesetzt wird, keine zugbeanspruchten Quernähte vorhanden sein dür-fen.

4.3 Bemessung exzentrisch beanspruchter Kehlnähte ungestützter Bauteile

Abschnitt 4.12 von DIN EN 1993-1-8 [6] geht darauf ein, wann die Beanspruchung durch Biegemomente um die Längsachse von Schweißnähten zu berücksichtigen ist, ohne anzugeben, wie dieser Nachweis zu erfolgen hat. Auch ist der dortige Hinweis auf die Ausnahme bei Hohl-profi len von sehr spezieller Natur. Da diese Situation in DIN EN 1999-1-1 bisher nicht behandelt wird, wird im Folgenden darauf eingegangen.

Da die Biegebeanspruchung um die Längsachse der Schweißnaht infolge des geringen Widerstandsmomentes zu sehr großen Beanspruchungen führt, sollte sie tunlichst vermieden werden. Das Widerstandsmoment für diese Be-anspruchung ist bezüglich der Mitte der Strecke a, die die Schweißnahtdicke bezeichnet, zu ermitteln. Dementspre-chend ergibt sich die Exzentrizität e einer Kraft N gemäß Bild 6.

Die Biegebeanspruchung um die Längsachse der Schweißnaht kann dadurch vermieden werden, dass an anderer Stelle eine Abstützung erfolgt, die das Biegemo-ment aufnimmt. Dies ist der Grund dafür, dass nach Ab-satz 4.12(3) von [6] der in Rede stehende Nachweis bei einer „Schweißgruppe am Umfang eines Hohlprofi ls“ ent-behrlich ist. Es gibt jedoch noch viele andere Situationen mit gleicher Wirkung. Eine Stützung ist zum Beispiel auch dann vorhanden, wenn das Moment an der Schweißnaht-wurzel Druck erzeugt: Dann stützen sich die Bauteile in der nichtverschweißten Fuge gegeneinander ab. In diesem Falle genügt es, die Tragfähigkeit der Schweißnaht für die

unabhängig vom Spannungsverlauf nach Bild 5. Das Grenz-biegemoment bei reiner Biegebeanspruchung beträgt bei dem Verlauf, der durch die gestrichelte Linie angegeben ist,

M 1 0,5f

ff bh

601o

uu

2= +

⋅ ⋅ (14)

Bei dem aufgesetzten parabelförmigen Verlauf gemäß der ausgezogenen Linie ergibt sich dafür

M 1 0,5f

f

f

ff bh

6und mit f (f f ) / 402

o

u

d

uu

2

d u o= + +

⋅ ⋅ = −

M 1,25 0,25f

ff bh

602o

uu

2= +

⋅ ⋅

(15)

Für den realitätsnäheren parabelförmigen Verlauf mit fo/fu = 0,35 erhält man M02 = 1,3375 · fu · b · h2/6. Das ist größer als der Wert M01 = 1,25 · fu · b · h2/6, der sich bei linea rem Verlauf mit fo/fu = 0,50 ergibt. Für die Grenznor-malkraft gilt N01 = N02 = fu · b · h.

Für den Nachweis bei allgemeiner Beanspruchung be-nötigt man eine Interaktionsbeziehung für die Beanspru-chung durch Moment und Normalkraft. Setzt man eine line-are Interaktionsbeziehung der Form (N/N0) + (M/M0i) = 1 für den linearen Spannungsverlauf gemäß der gestrichelten Linie in Bild 5 an, so zeigt sich beim Rechteckquerschnitt, dass diese lineare Interaktionsbeziehung um 5 % auf der un-sicheren Seite liegt, wenn der Spannungsverlauf über die Querschnittshöhe Bild 5 entspricht – das heißt, an einem Querschnittsrand liegt die Gleichmaßdehnung ε = εg vor und am anderen Querschnittsrand die Dehnung ε = fo/E, wobei τ ≈ 0. In allen anderen Fällen sind die Abweichungen geringer oder die lineare Interaktionsbeziehung liegt auf der sicheren Seite.

Wird dieser geradlinige Spannungsverlauf durch den parabolischen Verlauf ersetzt, so ergibt sich für die Schnitt-größen bei fo/fu = 0,35 und den hier mit Index 1 bezeichne-ten Fall: N12 = 0,783 · fu · b · h und M12 = 0,325 · fu · b · h2/6. Setzt man diese Schnittgrößen in die lineare Interaktions-bedingung unter Verwendung von Gl. (14) ein und in dieser

Bild 5. Nichtlineare Spannungs-Dehnungs-beziehung für die SchweißnahtbemessungFig. 5. Non-linear stress-strain-relationship for the design of a weld

Bild 6. Exzentrizität e für die Ermittlung des BiegemomentesFig. 6. Excentricity e to defi ne the bending moment



Daraus folgt der Nachweis mit

R < wvf · a · fvwd (19)

Wirkt nur ein Biegemoment Mw,Ed um die Schweißnaht-achse, so ergibt sich für die Beanspruchbarkeit mit dem parabelförmigen Verlauf gemäß Bild 5 mit Gl. (15) für das richtungsbezogene Verfahren

M 1,25 0,25f

ff a

6wu,Rdwo

wwd

2= +

⋅ (20)

wobei zur Ermittlung des Wertes fwo der Schweißnaht als vorsichtige Näherung das Verhältnis fwo/fw = 0,35 ange-setzt werden kann und

MwEd ≤ Mwu,Rd (21)

einzuhalten ist.Wirkt außer MwEd auch eine Kraft in der Quer-

schnittsebene der Schweißnaht, so ist die Interaktion von Kraft und Biegemoment zu berücksichtigen und man er-hält gemäß Abschnitt 4.3 mit einer linearen Interaktions-beziehung eine Näherung, die auch mit dem linearen Ver-lauf gemäß Bild 5 und dem Verhältnis fwo/fw = 0,5 zur Er-mittlung des Wertes fwo der Schweißnaht noch auf der sicheren Seite liegt.

Beim richtungsbezogenen Verfahren ist mit

M 1 0,5f

ff a

6und N f · awu,Rd

wo

wwd

2

wu,Rd wd= +

⋅ ⋅ = (22)

die Bedingung

≤ −⋅

M

Mw 1

N

w Nwu,Ed

wu,Rdf

wu,Ed

f wu,Rd (23)

mit dem einwirkenden Biegemoment MEd und der zur wirksamen Kehlnahtfl äche rechtwinkligen Kraft NwEd ein-zuhalten.

Bei dem vereinfachten Verfahren ist mit

M 1 0,5f

ff a

6und N f awu,Rd

wo

wvwd

2

wu,Rd vwd= +

⋅ ⋅ = ⋅

(24)

die Bedingung

≤ −⋅

M

Mw 1

R

w Nwu,Ed

wu,Rdvf

wu,Ed

vf wu,Rd

(25)

mit dem einwirkenden Biegemoment MEd und der im Schweißnahtquerschnitt wirkenden Komponente RwEd der einwirkenden Kraft FwEd einzuhalten.

Die ausreichende Festigkeit der Verbindung muss – wie auch sonst üblich – auch für das Grundmaterial der verbundenen Teile im Anschluss (WEZ) nachgewiesen werden. Das kann sowohl nach dem richtungsbezogenen als auch nach dem vereinfachten Verfahren geschehen, wobei auch hier für die Abtragung des Biegemoments über die Schweißlinie eine Spannungsverteilung angesetzt wer-

Normalkraft N + M/d auf Zug sowie die Querkraft Q auf Schub – ohne Biegebeanspruchung – und die Beanspru-chung der Kontaktfl äche für eine zentrische Beanspru-chung durch die Druckkraft M/d nachzuweisen, wobei d der Abstand von der Mitte der Kontaktfl äche zur Mitte der Nahtdicke a, und N, Q und M die Schnittgrößen bezüglich der Mitte der Nahtdicke sind. Der Nachweis für die infolge der Kontaktwirkung zentrisch beanspruchte Schweißnaht ergibt sich daraus, dass in den Gln. (23) und (25) der Klam-merausdruck zu Null gesetzt wird und für die zentrisch beanspruchte Kontaktfl äche ist als vorsichtige Näherung die Streckgrenzen fohaz,d der Wärmeeinfl usszone anzuset-zen.

Im Folgenden handelt es sich bei den Biegemomenten M und den Kräften F, X (N), Y, Z (L) und R stets um auf die Längeneinheit der Schweißnaht bezogene Werte.

Für das übertragbare Biegemoment Mwu,d um die Schweißnahtachse sowie die Normalkraft Nwu,d auf der wirksamen Kehlnahtfl äche a gelten die mit (13) bis (15) angegebenen Formeln für N01 und M0i, wenn dort fu durch fwd, h durch a und b durch 1 ersetzt wird. Die entspre-chende Beanspruchung auf der Schweißnaht ist die Nor-malspannung σ⊥. Der durch diese Spannung nutzbare Wert der Beanspruchbarkeit der Schweißnaht wird durch die vorhandenen beiden anderen Spannungskomponenten τ⊥Ed und τEd vermindert.

Für das richtungsbezogene Verfahren ergibt sich der entsprechende Abminderungsfaktor aus Bedingung Gl. (8.33) von [1] zu

=τ

+

τ

⊥w 1– 3f ff

Ed

wd

2Ed

wd

2

(16)

Wenn man beim vereinfachten Verfahren nach Abschnitt 4.2 die auf die Naht einwirkende resultierende Kraft je Längeneinheit Fw,Ed in drei zueinander rechtwinklige Komponenten X, Y und Z zerlegt, so ergibt sich mit Gln. (11) und (12) für den Faktor, der angibt, welcher An-teil der Beanspruchbarkeit der Schweißnaht durch die Komponente X genutzt werden kann:

w 1 3 YF

ZFvw,Rd

2

vw,Rd

2

= −

+

(17)

Die Wahl von X, Y und Z ist willkürlich, und diese Größen können vertauscht werden. Legt man Z in die Schweiß-nahtachse, so sind X und Y die Komponenten im Schweiß-nahtquerschnitt.

Die geringste Beanspruchbarkeit ergibt sich, wenn die auf die Naht einwirkende resultierenden Kraft je Längen-einheit Fw,Ed in die längs der Schweißnahtachse wirkende Komponente LEd und die im Schweißnahtquerschnitt wir-kende Komponente REd zerlegt wird. Der zugehörige Ab-minderungsfaktor ist

= −

w 1 3L

FvfEd

vw,Rd

2

. (18)



gelt, dass bei Flankenkehlnähten, die ausschließlich durch Schubkräfte parallel zur Nahtrichtung beansprucht wer-den, der erhöhte Tragwiderstand von überhöhten Kehl-nähten (Wölbnähten) bei der Bemessung berücksichtigt werden darf. In den entsprechenden Bemessungsformeln darf dann a durch a + w ersetzt werden. Das in Bild 8 dar-gestellte Maß w ist in den Ausführungsunterlagen anzuge-ben. Es darf bei dieser Ausführung und Bemessung rechne-risch mit maximal 0,43 · a berücksichtigt werden.

Bei Kehlnähten mit planmäßigem Einbrand wird die Nahtdicke zusätzlich um das Einbrandmaß apen vergrößert. Der Wert 0,43 ergibt sich aus dem Ansatz eines Viertelkrei-ses für die Überhöhung. Damit wird w = (t – a) = a√2 – a ≈ 0,43 a.

4.5 Die Wärmeeinfl usszone

In DIN 4113-2 war die Breite der Wärmeeinfl usszone (WEZ, engl. haz) sehr einfach geregelt, indem sie generell für alle Legierungen, Wanddicken, Schweißverfahren, Konstruktionsdetails und Wärmeführungen ein einheitli-ches Breitenmaß von 30 mm für die WEZ ansetzte, das sich ausgehend von Schweißnahtmitte bzw. Wurzelpunkt nach allen Richtungen erstreckte.

Die im Abschnitt 6.1.6.3 von DIN EN 1999-1-1 zur Breite der Wärmeeinfl usszone WEZ getroff enen, nicht ganz widerspruchsfreien Regelungen sind sehr viel spezieller und komplexer, wie die folgende Zusammenstellung zeigt:

Außer den Festlegungen in Tabelle 3 ist zu beachten:a) Wenn der Randabstand zur freien Kante eines außen-

liegenden Teilfeldes kleiner als 3 · bhaz ist, ist die WEZ für das gesamte Teilfeld anzusetzen.

b) Für Zwischenlagentemperaturen 60 °C < T1 ≤ 120 °C ist für die Legierungen der Serien 6xxx sowie 3xxx und 5xxx im kaltverfestigten Zustand

bhaz durch bhaz · [1 + (T1 – 60)/120] und

für die Legierungen der Serie 7xxx

bhaz durch bhaz · [1 + 1,5(T1 – 60)/120] zu ersetzen,

wobei weniger auf der sicheren Seite (als diese Vergröße-rungen) liegende Werte durch Härteprüfungen ermittelt werden dürfen.

den darf, die sich mit dem Grenzzustand der Tragfähigkeit einstellt.

Dabei können die Beziehungen (16) bis (25) genutzt werden, wobei fwd durch fu,haz,d oder fvwd durch fu,haz/√

_3

zu ersetzen ist und für den Quotienten fwo/fw anstelle des vorsichtigen Wertes 0,5 der Quotient fohaz/fu,haz der ent-sprechenden Werte der WEZ des Grundwerkstoff es (s. Tabellen 3.2.a und 3.2.b von [1]) eingesetzt werden darf. Das Biegemoment MEd infolge einer exzentrischen Kraft ergibt sich aus deren Abstand zum Mittelpunkt der jewei-ligen Schweißlinien z1 und z2.

Für den häufi gen Fall eines einseitigen, rechtwinkligen (Öff nungswinkel 90°) Anschlusses mit einer gleichschenk-ligen Kehlnaht unter ausschließlicher Beanspruchung durch eine Normalkraft N rechtwinklig zur Anschluss-ebene erübrigt sich der Nachweis für die WEZ, wenn – der Nachweis für die Schweißnaht nach dem verein-

fachten Verfahren erbracht wurde – fu,haz ≥ 0,7 fw ist und – die Schweißnahtdicke a kleiner ist als die Dicke t des

angeschlossenen Teils

4.4 Bemessung von Wölbnähten

Bei Aluminiumschweißungen ist oft die Schweißnaht der schwächste Punkt einer Schweißverbindung, weil sie den angreifenden Kräften einen geringeren Widerstand bietet als die benachbarte WEZ. Bevorzugt wird aber vom Kon-strukteur ein potentielles Versagen einer Verbindung durch Bruch in der WEZ, was dadurch erreicht werden kann, dass die Naht – das gilt insbesondere für Kehlnähte – ent-sprechend dicker ausgeführt wird. Dies ist aber dann nicht möglich, wenn die eine Schweißfl anke von der Dicke t des anzuschweißenden Bauteils gebildet wird, wie z. B. beim Verschweißen von fl achem Material auf ein Untermaterial, weil die Dicke t des Bauteils die mögliche Schweißnaht-dicke wesentlich bestimmt (vgl. Bild 7). Ein Material mit der Dicke t kann daher nach EN 1999-1-1 über Kehlnähte nur mit dem rechnerischen a-Maß t/√–

2 = 0,707 · t wirt-schaftlich und konstruktiv sinnvoll angeschlossen werden, denn die Anordnung von ungleichschenkligen Flanken-kehlnähten ist hier nicht sehr effi zient. Eine größere An-schlusslänge ist meist aus konstruktiven Gründen nicht möglich und ändert vor allem nicht die Lage der potentiel-len Bruchfuge.

Um diese gravierenden Nachteile zumindest zum Teil kompensieren zu können, war in DIN 4113-2 [4] in der Fußnote a zur dortigen Tabelle 3 und Abschnitt 6.3.4 gere-

Bild 7. Anschluss von Flach-material mit FlankenkehlnähtenFig. 7. Joining a fl at bar by a side lap weld

Bild 8. Überhöhte Kehlnaht (Wölbnaht)Fig. 8. Convex fi llet weld



DIN 4113-2 bemessen wurden, bei gleichen Einwirkungen der Tragfähigkeitsnachweis oft nur noch mit zusätzlichen Verstärkungen – sofern diese möglich sind – erbracht wer-den kann.

Die Festlegungen in DIN EN 1999-1-1 zeigen anderer-seits, dass hier keine allgemein anzuwendenden Werte vor-liegen. Das ist dadurch begründet, dass die Ausdehnung der WEZ sowohl durch den Wärmeeintrag (Streckenergie) als auch durch die Wärmeableitung, wie z. B. durch die Aufl agerung des Bauteils oder eine dreidimensionale Ab-leitung, bestimmt wird.

Untersuchungen zeigen, dass die Breite der WEZ neben der Wärmezufuhr in noch höherem Maße von den Bedingungen der Wärmeabfuhr abhängt, d. h. bei guter Wärme ableitung ergeben sich geringere Breiten für die WEZ, bei schlechter Wärmeabfuhr sind die Werte größer. Die Norm berücksichtigt somit weder den möglichen ver-stärkten Wärmeabfl uss in Längsrichtung oder durch ange-schweißte sehr breite Bauteile noch den möglicherweise noch ausgeprägteren über Schweißunterlagen.

In Abschnitt 6.1.6.3(8) von [1] wird unter a) und b) ein Ausweg aus dieser Problematik aufgezeigt, indem vorge-schlagen wird, die Breite der WEZ durch Härtemessungen zu bestimmen und so einzuschränken. Da dort kein Weg angegeben ist, wie dies zu bewerkstelligen sein soll, wird im deutschen NA über eine NCI [2] folgendes festgelegt:

Es muss für diesen Zweck die Härte des vorhandenen Materials im nicht wärmebeeinfl ussten Zustand durch ak-tuelle Messung bekannt sein. Im Bereich der Schweißnaht wird dann die Härte an verschiedenen Stellen (z. B. An-fang und Ende der Schweißung) gemessen und damit an wesentlichen Stellen ein Härteprofi l quer zur Schweißnaht erstellt. Es wird nun jene Stelle neben der Schweißnaht bestimmt, bei der die Härte noch nicht eindeutig, das heißt unter einen Grenzwert von 90 % der zuvor festgestellten Basishärte abgesunken ist (vgl. Bild 10). Von diesem Punkt aus bis zur Schweißnaht wird vereinfacht angenommen, dass ab hier eine Erweichung auf ein Festigkeitsniveau er-folgt ist, dessen charakteristische Werte in der Norm fest-gelegt worden sind.

Werden bei solchen Messungen im Grundmaterial Härtewerte festgestellt, die größer sind als beim nicht ver-schweißten Grundmaterial, so darf das nicht unbedingt verwundern: Je nach Zustand des vorliegenden Materials

Aus den voranstehenden numerischen Festlegungen von DIN EN 1999-1-1 ergeben sich bei der Bemessung oft Probleme für den planenden Ingenieur, weil Konstrukti-onsdetails wie Werkstoff dicke und die Längen freier Schenkel erst aus der Bemessung heraus folgen und ihm die Wärmeführung nicht bekannt ist, so dass er bei der Planung bereits einen Schweißer mit Fachkenntnissen ge-mäß Anhang C von DIN EN ISO 9606-2 [13] oder eine Schweißaufsichtsperson zu Rate ziehen muss. Bei der Re-gelung in Abschnitt 6.1.6.3(7), wonach anzunehmen ist, dass im Fall eines Randabstandes kleiner als 3 · bhaz zur freien Kante eines außenliegenden Teilfeldes die gesamte Breite des abstehenden Materials als wärmebeeinfl usst be-trachtet werden muss, ist unklar, ob dies für die Basisbrei-ten bhaz nach der Tabelle oder in Verbindung mit den ent-sprechend der Fußnoten und ergänzenden Bestimmungen vergrößerten Werte gilt.

Diese in der Mehrzahl der Fälle sehr ungünstigen An-nahmen bedeuten, dass für Konstruktionen, die nach

Werkstoff e nach Tab. 3.2

Legierungen der Serien 6xxx und 7xxx sowie 3xxx und 5xxx im kaltverfestigten Zustand

Nahtgeometrie ebene Stumpfnähte (n = 2) oder Kehlnähte an T-Verbindungen (n = 3), wobei n die Anzahl der Wege der Wärmeableitung bezeichnet2)

Schweißverfahren MIG-Schweißung ohne Vorwärmungmit Zwischenlagentemperatur T1 ≤ 60 °C

WIG-Schweißung

Werkstoff dicke t1) t ≤ 6 mm 6 mm < t ≤ 12 mm 12 mm < t ≤ 25 mm 25 mm < t t ≤ 6 mm

Basisbreite bhaz 20 mm 30 mm 35 mm3) 40 mm3) 30 mm

1) Bei Verbindungen von Bauteilen mit unterschiedlicher Dicke, ergibt sich mit der Annahme des Mittelwerts der Dicken t eine vorsichtige Lösung, wenn dieser Mittelwert nicht größer ist als das 1,5 Fache der kleinsten Dicke. Bei größeren Dickenunterschieden sollte bhaz durch Härteprüfungen ermittelt werden.

2) Bei Kehlnähten, die n ≠ 3 Teile verbinden, deren freie Enden mindestens 3 × bhaz von der Kehlnaht entfernt sind (wirksame Wege der Wärmeableitung), ist bhaz durch bhaz × (3/n) zu ersetzen

3) Diese Werte gelten nur, wenn durch eine strikte Qualitätskontrolle T1 ≤ 60 °C sichergestellt wird.

Tabelle 3. Basisbreiten bhaz gemäß Abschnitt 6.1.6.3 und Bild 6.6 von [1] (vgl. hier Bild 9)Table 3. Basic values for the extent of bhaz according to section 6.1.6.3 and Fig. 6.6 of [1] (see Fig. 9 below)

Bild 9. Ausdehnung der Wärmeeinfl usszone (WEZ) gemäß Bild 6.6 von DIN EN 1999-1-1a) Wenn der Abstand weniger als 3 × bhaz beträgt, ist anzu-

nehmen, dass sich die WEZ über die volle Breite der Teil-fl äche ausdehnt, s. 6.1.6.3(7) von [1]

Fig. 9. Extension of the heat aff ected zone (HAZ) acc. to fi g. 6.6 of DIN EN 1999-1-1a) If the distance to the free edge is less than 3 × bhaz

assume that the HAZ extends to the full width of the outstand, see 6.1.6.3(7) [1]



kann eingebrachte Schweißwärme örtlich eine weitere Warmaushärtung, d. h. Festigkeitserhöhung bewirken.

Die Möglichkeit, im Einzelfall die Breite der WEZ festzulegen, ist vor allem bei Serienprodukten von Vorteil, bei denen zudem ein Aufschneiden von zu untersuchen-den Bauteilpartien ohne Probleme und größere Kosten möglich ist. Sie bietet sich auch an für Tragfähigkeitsnach-weise für bereits gefertigte Konstruktionen, die mit den Ansätzen von 20 mm oder 30 mm nicht erbracht werden können.

Wegen der geringen Korrelation von Streckgrenze und Härte (eine direkte Proportionalität besteht nur in Verbindung mit einem großen Streuband), kann aus den gemessenen Härtewerten nicht ausreichend genau auf die Streckgrenzenwerte in der WEZ geschlossen werden, so-dass bei den Abminderungsbeiwerten ρo,haz lokale Verän-derlichkeiten ebenso wie deren Werte für nicht in der Norm aufgeführte Legierungen und Zustände nur mittels anderer Prüfmethoden bestimmt werden können (s. An-merkung zu 6.1.6.2 in DIN EN 1999-1-1).

Geräte zur zuverlässigen Härtemessung sind entwe-der stationär oder nicht sehr handlich und aufgrund der Messkopfabmessung kann man bei Messungen an der Oberfl äche eines unversehrten Bauteils nicht so nahe an der Schweißnaht messen, wie man sich dies wünschte. Bei solchen unversehrten Bauteilen misst man auf der Oberfl ä-che, von der aus die Schweißung erfolgt ist. Ist ein Auf-schneiden des Konstruktionsteils möglich, dann besteht das Problem der Zugänglichkeit nicht und die Messung

wird dann auf der Mittellinie des Querschnittes der ver-bundenen Teile durchgeführt.

Um das Verfahren der Bestimmung der Größe der WEZ durch Härtemessungen zu qualifi zieren, so dass der ermittelte Wert der Breite der WEZ für die Bemessung ver-wendet werden kann, müssen neben den üblichen Anga-ben der Schweißparameter auch die genauen geometri-schen Verhältnisse des Werkstücks, seine Aufl agerung beim Schweißen und sonstige Bedingungen, die sich auf den Wärmefl uss auswirken können, dokumentiert werden. Die Härtemessungen und die Festlegung der Breite der WEZ sind in einem getrennten Bericht nachvollziehbar zu dokumentieren, der von einer anerkannten Stelle zu über-prüfen und zu bestätigen ist.

Die mit der WEZ einhergehenden Minderungen in Bezug auf Zugfestigkeit und anzusetzende Streckgrenze ρu,haz und ρo,haz sind in den Tabellen 3.2a bis 3.2c von [1] explizit ausgewiesen und basieren auf den unmittelbar da-neben stehenden absoluten Festigkeitswerten für die WEZ. Diese Werte gelten aber nur mit den in Fußnote 2 bzw. 4 aufgeführten Einschränkungen, welche nicht ganz einfach zu verstehen sind. Da für die Festlegungen der Festigkeits-werte der WEZ bezüglich der Materialdicke nur be-schränkt Daten zur Verfügung standen, wurden für die ρ-Werte quasi zusätzliche Abminderungsbeiwerte festge-legt, die als sehr vorsichtige Abschätzungen betrachtet wer-den müssen. Die Aufstellung in Tabelle 4 gibt einen Über-blick über die Dickenbereiche, für die die ρ-Werte gelten, und die außerhalb dieser Bereiche anzusetzenden zusätz-lichen Abminderungsbeiwerte A.

Die Fußnoten 2 bzw. 4 unterscheiden bei diesen zu-sätzlichen Abminderungen nicht zwischen Abminderungs-beiwerten für Festigkeit und Streckgrenze. So bleibt dort unberücksichtigt, dass bei den kaltverfestigten 3xxx- und 5xxx-Legierungen für fu,haz keine Abminderung für die Di-cke t zu berücksichtigen ist, weil bei ihnen der Wert fu,haz identisch ist mit dem des Zustands O, das heißt dem Zu-stand „weich“, der nicht unterschritten werden kann. Die-ser Fehler ist in der Tabelle 4 berichtigt. Die fo,haz-Werte bei den kaltverfestigten 3xxx- und 5xxx-Legierungen sind in den Tabellen 3.2a und 3.2b um den Faktor 1,25 größer als die fo,haz-Werte des Zustandes weich. Mit dieser Vergröße-rung wollte man eine gleiche Grundlage wie bei den aus-härtbaren Legierungen schaff en. Bei diesen wurden die fo,haz-Werte aus Querzugversuchen über die Schweißnaht bestimmt mit einer Messlänge von 100 mm, so dass sich

Bild 10. Prinzipskizze zur Festlegung der Breiten der Wärme-einfl usszone b'haz aufgrund von HärtemessungenFig. 10. Schematic diagram to defi ne the extend of the HAZ b'haz on basis of hardness testing

Tabelle 4. Zusätzliche Abminderungsbeiwerte A für die ρ-Werte der Tabellen 3.2a bis 3.2c in Abhängigkeit von der Material-dicke, von der Werkstoff familie und vom SchweißverfahrenTable 4. Additional reduction coeffi cients A for the ρ-values in tables 3.2a to 3.2c of [1] depending on material thickness, type of alloy and welding process

MIG, WIG MIG WIG

aushärtbar kaltverfestigt aushärtbar kaltverfestigt

Legierung 3xxx, 5xxx „weich“

6xxx, 7xxx 3xxx, 5xxx, 6xxx, 7xxx 3xxx, 5xxx,

Zustand O, H111, H112, F alle anderen alle anderen alle anderen alle anderen

t ≤ 6 1 1 1 0,8 1

6 < t ≤ 15 1 1 10,64

0,9 für fo,haz1 für fu, hazT > 15 1 0,8 0,9 für fo,haz

1 für fu,haz



30 mm am schmalen Ende und 130 mm am breiten Ende veränderlicher Breite mit einer einseitigen Kehlnaht an ein Rohr (Pos. 2) angeschlossen wurde. Auf der der Schweiß-naht gegenüberliegenden Seite waren im Abstand von 200 mm Heftnähte ausgeführt. Damit möglichst wenig Wärme abgeleitet wird, wurde der Versuchskörper am ei-nen Ende auf einen nichtmetallischen Dorn aufgesteckt und am anderen Ende auf einem Holzklotz gelagert. Die Schweißung erfolgte als MIG-Schweißung.

Die Härtemessungen erfolgten in den Schnitten 0 (Breite = 35 mm), 1 (Breite = 40 mm), 2 (Breite = 60 mm) und 3 (Breite = 80 mm). Der halbe Rohrumfang beträgt 59,6 mm. Diese Abmessungen sind im Vergleich zu den Anmerkungen zu Tabelle 2 mit Ziff er a) zu betrachtenden 3 · 20 = 60 mm zu sehen. In Bild 12 ist für den Schnitt 2 der Schliff mit den Punkten der Härtemessungen zu sehen. In Bild 13 sind die in den vier Schnitten gemessenen HV10-Werte über den Abständen zur Schweißnaht auf-getragen. Die Härteverläufe sind im Rahmen der üblichen Versuchsstreuungen praktisch identisch. Das verdeutlicht, dass das Kriterium a) zu scharf gefasst ist und auch bei Randabständen kleiner als 3 · 20 = 60 mm nicht ohne wei-teres ein Randeinfl uss vorhanden sein muss.

aufgrund der Veränderlichkeit von fo über die WEZ nicht der kleinste Wert fo sondern ein größerer Wert ergab. (Bei fu.haz wird naturgemäß der kleinste Wert maßgebend.) Die-ser experimentellen Ermittlung entspricht der Faktor 1,25, der aufgrund von Erfahrung für alle nichtaushärtbaren Le-gierungen bei deren kaltverfestigten Zuständen als be-gründbare Konvention gleich groß angesetzt worden ist. Aufgrund dieses pauschalen Ansatzes scheint die aus Ta-belle 4 zu entnehmende Abminderung für größere Wand-dicken mit einem Faktor 0,9 nicht gerechtfertigt.

Wenn die derzeit aufgeführten oder abzuleitenden Werte in den Tabellen 3.2a bis 3.2c (aushärtbare Werk-stoff e, oder größere Materialdicken) durch besser fundierte Werte ersetzt werden sollen, sind mit Proben nach DIN EN ISO 4136 [8] und DIN EN ISO 6892-1 [9], die unter Beachtung der Tatsache, dass die Schweiß- und Vor-wärmbedingungen einen Einfl uss auf die Ausdehnung der WEZ haben (s. DIN EN 1999-1-1, Abschnitt 6.1.6.3) her-gestellt wurden, die Werte fo,haz und fu,haz zu ermitteln. Die Vorwärm- und Zwischenlagentemperaturen sind zu mes-sen, zu protokollieren und später beim Schweißen auch einzuhalten. Die Grenzwerte nach DIN EN 1011-4 [10] dürfen in keinem Fall überschritten werden. Da es sich bei fo,haz – wie zuvor erläutert – um eine von der Messlänge abhängige technologische Größe handelt, ist für die in [8] nicht defi nierte Messlänge die Messlänge von 100 mm ent-sprechend der Ermittlung der Werte fo,haz in den Tabellen 3.2a und 3.2b zu verwenden.

Die zuvor in Ergänzung zur Tabelle 3 aufgeführte Re-gelung von DIN EN 1999-1-1, wonach bei Randabständen zur freien Kante eines außenliegenden Teilfeldes kleiner als 3 · bhaz die WEZ für das gesamte Teilfeld anzusetzen ist, führt bei klein strukturierten Querschnitten, wie sie bei-spielsweise im Gerüstbau auftreten, zu einer erheblichen Verschärfung gegenüber den Regelungen von DIN 4113-2. Das gilt umso mehr, wenn bei Hohlquerschnitten, z. B. Rohren, aus Symmetriegründen der halbe Umfang als Ab-stand zur freien Kante angesehen wird. Aus diesem Grunde wurde der in Bild 11 dargestellte Versuchskörper unter-sucht, bei dem eine 5 mm dicke Lasche (Pos. 1) mit von

Bild 11. Versuchskörper aus einem Rohr ∅ 38,0 mm × 5,0 mm aus EN AW-6082 T5 (Rp0,2 = 262 N/mm2, Rm = 298 N/mm2) und einem Blech aus EN AW-6082 T6 (Rp0,2 = 318 N/mm2, Rm = 362 N/mm2) mit t = 5 mm Fig. 11. Test specimen consisting of a conical 5 mm sheet (EN AW-6082 T6: Rp0,2 = 318 N/mm2, Rm = 362 N/mm2) welded to a tube ∅ 38,0 × 5,0 mm (EN AW-6082 T5: Rp0,2 = 262 N/mm2, Rm = 298 N/mm2)

Bild 12. Schnitt 2 gemäß Bild 11 mit Eindrückungen der HärtemessungFig. 12. Section 2 in Fig. 11 with hard-ness test dimples



Diese A3-Änderung regelt den Anwendungsbereich, die Konstruktion, die Bemessung und die Qualitätssiche-rung dieser Verbindungen. Der Anwendungsbereich der A3-Änderung ist in Tabelle 5 beschrieben, wobei die Schweißbolzen [12] entsprechen und mit einer Werksbe-scheinigung 2.1 belegt sein müssen, deren Zahlenangaben bestätigen, dass die Mindestwerte Rm nach Tabelle 2 von [12] eingehalten sind.

Die Beschränkung des Anwendungsbereiches ergab sich bei Berücksichtigung der Anforderungen der Praxis aufgrund der Erfahrungen aus einem umfangreichen Ver-suchsprogramm.

Für den Regelfall, dass das Lochspiel am Eingriff der Bolzen in das Bauteil größer ist als der nach DIN EN 1999-1-1 für Schraubenverbindungen zulässige Wert, er-geben sich folgende zusätzliche Verknüpfungen von Kon-struktion und Berechnung:a) Beim Nachweis der Kräfteübertragung in der Scheiben-

ebene ist für den Nachweis des Grenzzustandes der stati-schen Tragfähigkeit nur ein statisch bestimmtes System zulässig (d. h. die Abscherkräfte müssen durch die Gleich-gewichtsbedingungen eindeutig bestimmt sein), sofern nicht durch konstruktive Maßnahmen sichergestellt wird, dass das Lochspiel bei allen für die Lastabtragung ange-setzten Bolzen – gegebenenfalls nach einer Starrkörper-verschiebung in der Scheibeneben – für diesen Grenzzu-stand kleiner ist als 1 mm.

b) Bei Langlochverbindungen darf die maximale Länge des Loches nicht größer als der 2,5-fache Bolzendurch-messer sein, die Lochung muss mit seitlicher Stützung völlig abgestützt sein und Satz 2 von Absatz 6 von Ab-schnitt 8.2.1 von DIN EN 1090-3 muss bei Aufnahme temperaturbedingter Ausdehnungen eingehalten sein. Diese Bedingungen müssen erfüllt sein, damit eine Loch-leibungstragfähigkeit angesetzt werden kann. Diese er-gibt sich dann nach den Regeln von DIN EN 1999-1-1.

Für die Bemessung sind zunächst die in der Fügezone übertragbaren Kräfte zu bestimmen. Aus den charakteris-tischen Werten der Tabelle NA.N.3 ergeben sich mit dem Sicherheitsbeiwert γ2 = 1,25 und dem Beiwert k2 = 0,50 nach Tabelle 8.5 von [1] die Bemessungswerte der in der Fügezone übertragbaren Zugkräfte Ftb,Rd. Die in der Füge-zone übertragbaren Abscherkräfte ergeben sich zu Fv,Rd = αv · fu,haz · A/γ2. Aufgrund der in [12] festgelegten

Im vorliegenden Falle können die auf den Niveaus festgestellten Härtewerte als die Werte des unbeeinfl ussten Grundwerkstoff es angesehen werden. Der Unterschied zwischen Rohr und Blech entspricht in der Tendenz auch dem Unterschied der Zugfestigkeit dieser beiden Bauteile. Mit der zuvor dargestellten Vorgehensweise zur Ermitt-lung der Breite bhaz der Wärmeeinfl usszone ergibt sich für diese ein Wert von 13 mm. Das ist deutlich weniger als der nach Tabelle 3 anzusetzende Wert von 20 mm bzw. den 3 · 20 mm = 60 mm beim außenliegenden Flansch.

4.6 Bolzen mit Lichtbogenschweißung mit Spitzenzündung

Die Verwendung und Bemessung von Schweißbolzen ist in der derzeitigen Fassung von EN 1999-1-1 nicht geregelt. In DIN 4113 wird hingegen die Verwendung von Schweiß-bolzen mit Spitzenzündung grundsätzlich als erlaubt ange-sehen und es fi nden sich auch ausreichend technische An-gaben als Grundlage für eine Bemessung in Verbindung mit DIN EN ISO 14555 [11] und DIN EN ISO 13918 [12]. Um auch nach Einführung der DIN EN 1999-1-1 und Außer kraftsetzen von DIN 4113 die Verwendung von Schweißbolzen als tragende Verbindungsmittel zu ermög-lichen, wurde die Änderung A3 zum Nationalen Anhang [2] von DIN EN 1999-1-1 ausgearbeitet.

Bild 13. Verlauf der HV10-Werte über den Abstand von der Schweißnaht für die Schnitte 0 bis 3 nach Bild 12Fig. 13. Distribution of the HV10 hardness values in func-tion of the distance to the weld for sections 0 to3 in Fig. 12

Tabelle 5. Anwendungsbereich der Regelungen der A3-Änderung zu [2] für das Lichtbogenbolzenschweißen mit SpitzenzündungTable 5. Scope of the provisions of the A3-amendment of [2] for arc stud welding with tip ignition

Ausführungsklasse der Bauwerke

EXC1 oder EXC2

Art der Beanspruchung vorwiegend ruhende Beanspruchung (SC1) durch Kräfte in Richtung sowie rechtwinklig zur Bolzen-achse – planmäßige Biegung ist konstruktiv zu vermeiden

Bolzentyp Gewindebolzen Typ PT nach [12]

Bolzenwerkstoff EN AW-5754 H12, EN AW-1050A H14

Bolzendurchmesser dba) 4 mm bis 6 mm; aber ≤ 5 mm bei Bolzen aus EN AW-5754 auf Grundwerkstoff EN AW-6060 oder

EN AW-6063

Art der Montage kein planmäßig wiederholtes Lösen der Verschraubung (z. B. Fliegende Bauten) zulässig

Grundmaterial EN AW- 3004, 3005, 3103, 5005/5005A; 5049, 5052, 5454, 5754; 6060, 6063 nach DIN EN 1999-1-1 sowie 3105, 5251 nach DIN EN 1999-1-4

a) db entspricht d1 in [12]



(Fv,Ed + 0,714 Ft,Ed)/Fb,Rd ≤ 1 (27)

formuliert werden.Die Nachweisbedingung für Durchstanzen des Grund-

werkstoff es am Bolzenanschluss ist

Ft,Ed/Bp,Rd ≤ 1 (28)

entsprechend (8.19) von [1] zu führen mit

Bp,Rd = 0,6 π · db · tp · fu/γM2 (29)

entsprechend (8.19) von [1], wobei tp die Dicke und fu die Zugfestigkeit des Grundmaterials sowie γM2 = 1,25 ist.

Für die durch den Bolzen verbundenen Bauteile (Grundwerkstoff ) sind alle anderen nach DIN EN 1999-1-1 erforderlichen Tragfähigkeitsnachweise zu führen.

Nachweise der Gebrauchstauglichkeit werden durch die voranstehend aufgeführten Nachweise nicht entbehr-lich. Falls die Gebrauchstauglichkeit zum Beispiel bei Fas-saden durch örtliche plastische Verformungen des Grund-materials beeinträchtigt werden kann (Störung des visuell wahrnehmbaren Erscheinungsbildes), muss im Einzelfall die Gebrauchstauglichkeit aus der Erfahrung oder auf-grund von Versuchen beurteilt werden.

Die voranstehenden Nachweise gelten nur unter der Voraussetzung, dass das Schweißverfahren und das Schweiß-personal für diesen Schweißprozess nach DIN EN ISO 14555 qualifi ziert ist und die im Abschnitt NA.N.4 der A3-Ände-rung [2] genannten Abweichungen und Ergänzungen einge-halten sind. Diese schließen die experimentelle Bestätigung

Geometrie der Gewindebolzen im Bereich der Fügezone kann als Näherung zur sicheren Seite αv = 0,6 und A = (π/4)db

2 mit db = d1 = Gewindeaußendurchmesser gesetzt wer-den. fu,haz ist von den Werten für den Bolzen und den Grundwerkstoff der kleinere Wert. Bei den Bolzen aus EN AW-1050 H14 ist stets der Bolzen mit 60 N/mm2 maßge-bend. Bei den Bolzen aus EN AW-5754 H12 ist in der Mehrzahl der Fälle der Grundwerkstoff maßgebend. In Tabelle 6 sind die Bemessungswerte Ftb,Rd der Zugkraft und Fv,Rd der Abscherkraft in Abhängigkeit von dem Bol-zendurchmesser und der Werkstoff paarung angegeben.

Für die Bemessungswerte Fv,Ed und Ft,Ed der einwir-kenden Zug- und Abscherkraft ist mit den Bemessungswer-ten der Widerstandsgrößen Fvhaz,Rd und Ftbhaz,Rd für die Fügezone die Bedingung

F

F

F

F1v,Ed

vhaz,Rd

t,Ed

tbhaz,Rd

+ ≤

(26)

zu erfüllen.Mit der durch die Geometrie nach [12] begründeten

Annahme, dass die Scherfuge außerhalb der Fügezone im Gewindequerschnitt liegt, ergibt sich für die vom Bolzen übertragbare Abscherkraft Fvb,Rd nach Gleichung (8.9) von [1] der gleiche Wert wie für die vom Bolzen übertragbare Zugkraft Ftb,Rd nach Gleichung (8.17) von [1]. Mit dem charakteristischen Wert der Zugfestigkeit des nicht wärme-beeinfl ussten Bolzenmaterials nach Tabelle NA.N.2 der A3-Änderung ergeben sich dann die Zahlenwerte in der letzten Zeile der Tabelle 6. Die für den Bolzen zu erfül-lende Bedingung (8.20) von [1] kann damit in der Form

Tabelle 6. Bemessungswerte der übertragbaren Abscherkräfte Fvhaz,Rd und Zugkräfte Ftbhaz,Rd in der Fügezone sowie Fb,Rd des Bolzens im GewindequerschnittTable 6. Design values for the resistance shear forces Fvhaz,Rd and resistance tension forces Ftbhaz,Rd in the fusion zone and design values for the resistance forces Fb,Rd in the thread of the stud

Bolzenwerkstoff EN AW-5754 H12 EN AW-1050A H14

fu,haz Fvhaz,Rd in kN Fvhaz,Rd in kN

Grundwerkstoff EN AW- N/mm2 M4 M5 M6 M4 M5 M6

3004 155 0,935 1,461 2,104 0,362 0,565 0,814

3005 115 0,694 1,084 1,561 für alle Grundwerkstoff e, da fub, haz = 60 N/mm2 maßgebend3103 90 0,543 0,848 1,221

3105, 5005/5005A 100 0,603 0,942 1,357

5049 180 1,086 1,696 2,443

5052 170 1,025 1,602 2,307

5251 160 0,965 1,508 2,171

5454, 5754 180 1,086 1,696 2,443

6060 T5 80 0,483 0,754

6060 T6 100 0,603 0,942

6060 T66 110 0,664 1,037

6063 T5 100 0,603 0,942

6063 T6 110 0,664 1,037

6063 T66 130 0,784 1,225

EN AW-5754 H12 EN AW-1050 H14

für alle Grundwerkstoff e M4 M5 M6 M4 M5 M6

Ftbhaz,Rd in kN 0,672 1,084 1,536 0,320 0,520 0,736

Ftb,Rd, Fvb,Rd, Fb,Rd in kN 0,808 1,306 1,849 0,351 0,568 0,804



struktion von Aluminiumtragwerken – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln; A1-Änderung (2014-06); A2-Änderung (2015-03), Entwurf A3-Änderung (2015-02); A4-Änderung (2016-xx).

[3] DIN 4113-1/A1:2002-09: Aluminiumkonstruktionen unter vorwiegend ruhender Belastung – Teil 1: Berechnung und bauliche Durchbildung.

[4] DIN 4113-2:2002-09 Aluminiumkonstruktionen unter vor-wiegend ruhender Belastung – Teil 2: Berechnung geschweiß-ter Aluminiumkonstruktionen.

[5] DIN EN 1090-3:2008-09: Ausführung von Stahltragwerken und Aluminiumtragwerken – Teil 3: Technische Regeln für die Ausführung von Aluminiumtragwerken.

[6] DIN EN 1993-1-8:2010-12: Eurocode 3: Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten – Teil 1-8: Bemessung von An-schlüssen.

[7] DIN EN ISO 10042:2006-02: Schweißen – Lichtbogen-schweißverbindungen an Aluminium und seinen Legierun-gen – Bewertungsgruppen von Unregelmäßigkeiten.

[8] DIN EN ISO 4136:2013-02: Zerstörende Prüfung von Schweißverbindungen an metallischen Werkstoff en – Quer-zugversuch.

[9] DIN EN ISO 6892-1:2009-12: Metallische Werkstoff e – Zug-versuch – Teil 1: Prüfverfahren bei Raumtemperatur.

[10] DIN EN 1011-4:2001-02: Schweißen – Empfehlungen zum Schweißen metallischer Werkstoff e – Teil 4: Lichtbogen-schweißen von Aluminium und Aluminiumlegierungen.

[11] DIN EN ISO 14555:2014-12: Schweißen – Lichtbogenbol-zenschweißen von metallischen Werkstoff en.

[12] DIN EN ISO 13918:2008-02: Schweißen – Bolzen und Ke-ramikringe für das Lichtbogenbolzenschweißen.

[13] DIN EN ISO 9606-2:2005-03: Prüfung von Schweißern – Schmelzschweißen – Teil 2: Aluminium und Aluminiumlegie-rungen.

Autoren dieses Beitrages:Prof. Dr.-Ing. Helmut Saal, Bismarckstraße 19, 64853 Otzberg

Dipl.-Ing. Reinhold Gitter, AluConsult, Kirchstraße 19, 78244 Gottmadingen

Dipl.-Ing. Andreas Fellhauer, Constellium Singen GmbH, Alusingen-Platz 1, 78224 Singen

der in Tabelle NA.N.3 der A3-Änderung [2] aufgeführten charakteristischen Werte Ftb,Rk der durch die Fügezone über-tragbaren Kräfte ein, die den in Tabelle 6 aufgeführten Be-messungswerten Ftbhaz,Rd zugrunde liegen.

5 Zusammenfassung

In Verbindung mit der Darstellung der von DIN 4113 [3], [4] abweichenden Bemessung der Schweißverbindungen von Aluminiumtragwerken nach DIN EN 1999-1-1 und ihrer Qualitätssicherung nach DIN EN 1090-3 werden er-forderliche Ergänzungen dargelegt und begründet, die im Nationalen Anhang von DIN EN 1999-1-1 geregelt sind. Diese betreff en 1) ein vereinfachtes Verfahren für die Bemessung von

Kehlnähten, das in vielen Fällen mit reduzierten Anfor-derungen an die zerstörungsfreie Prüfung verbunden ist

2) die Anwendung nichtlinearer Spannungs-Dehnungsdia-gramme bei der Bemessung von Kehlnähten

3) Bemessungshilfen für exzentrisch beanspruchte Kehl-nähte zum Anschluss ungestützter Bauteile

4) die Bemessung von Wölbnähten mit Schubbeanspru-chung längs der Schweißnahtachse

5) Hinweise zur Größe der Wärmeeinfl usszone und der Festigkeitskennwerte in der Wärmeeinfl usszone

6) Bemessungsregeln für Bolzen mit Lichtbogenschwei-ßung mit Spitzenzündung mit 4 mm bis 6 mm Durch-messer

Mit den Ausführungen zu den unter 1) bis 6) aufgeführten Themen werden Lösungen konkretisiert, neue Bemes-sungsregeln geschaff en und bestehende Regelungen erläu-tert und entschärft.

Danksagung

Der Firma Wilhelm Layher GmbH & Co. KG, Güglingen Eibensbach, danken wir für den in Abschnitt 4.5 behandel-ten Versuch.

Literatur

[1] DIN EN 1999-1-1:2014-03: Eurocode 9: Bemessung und Konstruktion von Aluminiumtragwerken – Teil 1-1: Allge-meine Bemessungsregeln.

[2] DIN EN 1999-1-1/NA:2013-05: Nationaler Anhang – Natio-nal festgelegte Parameter – Eurocode 9: Bemessung und Kon-

Fachthemen

DOI: 10.1002/stab.201610350

52 © Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Stahlbau 85 (2016), Heft 1

Stella AvgerinouKostas AdamakosIoannis Vayas

Aggelika Korovessi, eine prominente griechische Bildhauerin, entwarf eine Stahlskulptur, die in Paris vor einem öffentlichen Ge-bäude permanent ausgestellt ist. Die Skulptur ist eine abstrakte geometrische Komposition aus nichtrostendem Stahl und steht auf einem Sockel, der in einem Wasserbecken unter der Wasser-oberfläche liegt. Die einzelnen Teile der Skulptur bestehen aus geschweißten, dünnwandigen, rechteckigen Hohlquerschnitten variabler Höhen, die miteinander durch kurze Rohrstücke verbun-den sind. Das Werk wurde in Athen hergestellt, für den Transport in zwei Teile geteilt und vor Ort in Paris zusammengebaut. Dieser Beitrag berichtet über die Modellierung, die rechnerischen Nach-weise und der Konstruktion des Kunstwerkes.

Steel in sculpture – Structural design of the sculpture “le chemin de l’eau” in Paris. Aggelika Korovessi, a prominent Greek sculp-tress, designed a sculpture to be permanently exhibited outside a public building in Paris. The sculpture is an abstract geometric composition from stainless steel and rests on a basis which is submerged in water. The individual parts are composed from welded thin-walled rectangular hollow sections with variable heights that are connected by short tubes. The sculture was fab-ricated in Athens, divided in two pieces because of transportation reasons and assembled on site in Paris. This paper reports on the design and construction of the artwork.

1 Einleitung

Die Bildhauerei als wichtiger Bestandteil der Kunst fing in der westlichen Welt, wie manches andere, in Griechenland an, zuerst auf den Kykladen im 3. Jahrtausend v. Chr. und setzte sich fort in der Minoischen, der Mykenischen und der klassischen Zeit. In ihrer Weiterentwicklung sind bis heute Meisterwerke entstanden, die von der Öffentlichkeit oder im Privaten bewundert werden. Die früheren Materi-alien waren Stein, Keramik, Holz, Glas oder Metall, von denen Stein am beständigsten und am besten erhalten ist. Heutzutage ist die Materialauswahl frei und der Kreis der Künstler hat sich erweitert. So verstehen sich namhafte zeitgenössische Architekten beziehungsweise Ingenieure als Bildhauer großer Objekte, deren Entwürfe neben der Ästhetik noch einer funktionalen Aufgabe dienen. Dadurch sind in den letzten Jahrzehnten Museen, Kirchen, Stadion-überdachungen, Brücken und andere Bauwerke entstan-den, die gleichzeitig als Kunstwerke verstanden werden.

Metalle wie Bronze wurden sehr früh in Guss- oder geschmiedeter Form zur Herstellung von Skulpturen ver-

wendet. Stahl hat keine große Geschichte in der Bildhaue-rei, da seine Herrstellung erst spät begann. In der moder-nen Bildhauerei wird er jedoch immer mehr verwendet, als Schrott, Gussstahl, normaler Stahl oder hochwertiger nichtrostender Stahl und selbstverständlich bei den vorher erwähnten großen Objekten.

Griechische Bildhauer stützen sich auf die alte Tradi-tion und haben international einen Namen erworben. Ein solches Beispiel ist Aggelika Korovessi, Absolventin der Kunsthochschule Athen (Bild 1). Korovessi hat Werke in 32 Ländern ausgestellt, vertrat offiziell Griechenland in in-ternationalen Ausstellungen im Rahmen der Olympischen Spiele Athen 2004, gewann die Olympische Silbermedaille des internationalen Wettbewerbs „Olympic Spirit Beijing 2008“ und hat viele Werke für öffentliche und private Ins-titutionen und Personen entworfen. Sie ist die erste Bild-hauerin, die eigene Werke im archäologischen Museum Athen direkt neben weltberühmten Meisterwerken der Antike austellen durfte, in der Absicht des Museums, zeit-genössische Künstler dem breiten Publikum bekannt zu machen.

Stahl in der Bildhauerei – Tragwerksentwurf der Skulptur “le chemin de l’eau” in Paris

Bild 1. Die Bildhauerin und das WerkFig. 1. The sculptress and the art work

S. Avgerinou/K. Adamakos/I. Vayas · Stahl in der Bildhauerei – Tragwerksentwurf der Skulptur “le chemin de l’eau” in Paris


menten abgebildet. Entsprechend der Querschnittsfom be-saßen die Stäbe eine konstante Querschnittsbreite und variable Querschnittshöhen. Die kleinste Höhe besteht entlang der geraden Abschnitte, während die Querschnitts-höhe im gekrümmten Bereich anwächst. Zur genaueren Untersuchung der Effekte der Verwölbung wurden zwei Modelle mit unterschiedlichen Elementtypen aufgestellt – eines mit sechs und eines mit sieben Freiheitsgraden pro Knoten. Der siebte Freiheitsgrad entsprach der Änderung des Verdrehungswinkels in Elementlängsrichtung.

Das Modell wurde an drei Stellen fest eingespannt, entsprechend der Tatsache, dass an diesen Stellen die Skulptur an einer Stahlbodenplatte vollverschweißt sein wird. Die Stabwerkselemente verlaufen durch die Schwer-punktachsen der Querschnitte. An Stellen, wo die Wände zwei benachbarter Elemente in Kontakt kommen, wurden die Schwerpunkte der jeweiligen Elemente durch starre Koppelelemente verbunden. Das gleiche geschah im Bereich der Verbindungszylinder, wo die Schwerpunkte der Zylinderenden starr mit den Schwerunkten der be-nachbarten Biegeelemente gekoppelt waren. Bild 2a zeigt das globale Tragwerksmodell, bei dem die starre Kopplun-gen mit rot gekennzeichent sind und Bild 2b dessen extru-dierte Ansicht. Die globale Berechnung wurde mit Hilfe der SOFISTIK-Software durchgeführt.

Die Querschnittswände bestehen aus vier Blechen, die zu rechteckigen Hohlquerschnitten zusammengeschweißt sind. Die beiden Wände mit variabler Querschnittshöhe besitzen eine Dicke von 2,5 mm, während die anderen bei-den 1,5 mm dick sind. Das Material ist nichtrostender Stahl der Güte 316 nach [7] bzw. der Güte 1.4401 nach EN 10088 [6] mit fy = 205 MPa und fu = 515 MPa.

2.1.2 Lasten und Lastkombinationen

Folgende Lasten wurden berücksichtigt: – G: Eigengewicht der Tragkonstruktion, automatisch aus

dem spezifischen Gewicht des nichtrostenden Stahls errechnet

– W: Windlast in Querrichtung der Skulptur, sie wurde nach EN 1991-4 [1] und dem französischen nationalen

Die Bildhauerin wurde beauftragt, ein Werk herzustellen, das vor dem Eingang des Gebäudes von SIAAP (Service pu-blic de l‘ assainissement francilien) permanent ausgestellt werden soll. SIAAP ist ein öffentliches Unternehmen, das für 180 Kommunen auf einem Gebiet von 1 800 km2 bei trocke-nen Tagen täglich 2,5 Mio. m3 benutztes Wasser klärt und es danach in die Seine bzw. die Marne weiterleitet. Das Wasser-volumen steigt während starker Regen explosionsartig an. SIAAP arbeitet für den Schutz der natürlichen Umgebung, die nachhaltige Landentwicklung und die Biodiversität.

Das Werk mit Gesamtabmessungen von 5,40 m × 3,90 m × 0,80 m ist eine abstrakte geometrische Komposi-tion aus nichtrostendem Stahl, die teilweise unter Wasser steht. Die Hauptidee der Künstlerin war, die unterschied-lichen Phasen und Wege, die das Wasser während des Vor-gangs der biologischen Klärung zurücklegt, darzustellen. Die Kurven der Komposition weisen auf diese Wege hin, während die Farben die unterschiedlichen Klärungsphasen andeuten. Weiter ähneln die Kurven der Skulptur den An-fangsbuchstaben von SIAAP.

Die Querschnitte der Tragkonstruktion bestehen aus geschweißten rechteckigen Hohlquerschnitten mit einer konstanten Breite von 214 mm, variablen Höhen zwischen 280 und 340 mm und Wanddicken von 1,5 bzw. 2,5 mm. Ferner werden kurze Rohrstücke von 60 mm Durchmesser und 2 mm Wanddicke verwendet, die die einzelnen Teile miteinander verbinden. Das Werk wurde in Athen herge-stellt und nach Paris mit einem Lkw transportiert. Wegen seiner Abmessungen musste es für den Transport in zwei Teile zerlegt werden, die vor Ort zusammengebaut wurden.

Die Größe der Skulptur machte eine Tragwerksbe-rechnung nach Ingenieursprinzipien notwendig. So wen-dete sich die Künstlerin an die Autoren des vorliegenden Beitrages, die im Folgenden über ihren Entwurf berichten.

2 Tragwerksberechnung2.1 Globale Tragwerksberechnung 2.1.1 Globales Tragwerksmodell

Zum Zwecke der globalen Tragwerksberechnung wurde das Gesamttragwerk mit Hilfe von Finiten Stabwerksele-

Bild 2. a) Stabwerksmodell zur globalen Berechnung; b) extrudierte AnsichtFig. 2. a) Model for global analysis; b) extruded viewa) b)



Anhang ermittelt: Die Basiswindgeschwindigkeit von Paris wurde mit vb = 26 m/s angesetzt, die Geländekate-gorie mit III. Der Kraftbeiwert cf wurde nach [1] für Fachwerke unter Berücksichtigung des Völligkeitsgra-des j ermittelt. Eine dynamische Berechnung zur Be-rücksichtigung der Wind-Bauwerk-Interaktion war nicht notwendig.

– T: Temperatur nach EN 1991-5 [2] und dem nationalen Anhang von Frankreich; Unter Berücksichtigung der Baustellentemperatur während der Montagezeit wurde ein gleichmäßiger Temperaturunterschied von ΔT = ±15 K angesetzt.

Die Erdbebengefährung von Paris ist klein, so dass unter Berücksichtigung des geringen Eigengewichts der Skulptur und der Größe der Windbelastung auf eine seismische Be-rechnung verzichtet wurde. Es wurden zwei Grenzzu-stände und die im Folgenden aufgeführten Lastkombinati-onen berücksichtigt, wobei das Zeichen „+“ als „kombi-niert mit“ zu verstehen ist.

Grenzzustand der Tragfähigkeit (ULS): – 1,00 G + 1,50 W – 1,35 G + 1,50 W – 1,00 G + 1,50 W + 0,9 T – 1,35 G + 1,50 W + 0,9 T

Grenzzustand der Gebrauchstauglichkeit (SLS): – 1,00 G + 1,00 W + 0,6 T (kritischer)

2.1.3 Globale Tragwerksberechnung

Die globale Tragwerksberechnung war linear in Bezug so-wohl auf den Werkstoff, wegen der Verwendung dünnwan-diger Querschnitte der Klasse 4, als auch auf die Geome-trie aus der Tatsache, dass der kritische Lastfaktor zum Erreichen der ersten Knickeigenform größer als 10 – in der Tat um die 300, war.

Bild 3 stellt exemplarisch die Normalkraft- und die Biegemomentenverläufe für die ungünstigste ULS-Kombi-nation 1,00 G + 1,50 W + 0,90 T dar. Die Unterschiede in den Schnittkräften zwischen den Modellen mit den sechs bzw. sieben Freiheitsgraden pro Knoten waren geringfügig. Die maximalen Verformungen der Skulptur in Querrich-tung für die SLS-Kombination betrugen um die 10 mm, was einem Verdrehwinkel von 1/550 entspricht, der annehm-bar ist.

Bild 4 stellt die ersten zwei Schwingungseigenformen dar. Die erste Eigenform entspricht Translationen in Quer-richtung, die zweite weist auf Rotation hin. Die dazugehö-renden Eigenperioden betragen T1 = 0,11 s und T2 = 0,05 s und weisen auf eine große Tragwerkssteifigkeit hin.

2.1.4 Spannungsnachweise

Alle Querschnitte der Klasse 4 nach EN 1993-1-4 [4] sind dünnwandig. Dementsprechend wurden zur Berücksichti-gung des lokalen Beulens für die Querschnittswände wirk-same Breiten je nach Spannungszustand ermittelt und die Spannungen an den daraus ergebenden wirksamen Quer-schnitten bestimmt. Bild 5 zeigt exemplarisch die Form eines wirksamen Querschnittes, bei dem die eine Wand unter Druck-, die gegenüberliegende Wand unter Zugspan-

a) Nmax = 9,4 kN

b) Mymax = 4,7 kNm

c) Mzmax = 5,2 kNm

Bild 3. Schnittgrößen der ungünstigsten ULS Kombination: a) Normalkräfte, b) Momente in Tragwerksebene, c) Momente quer zur TragwerksebeneFig. 3. Internal forces and moments for the most critical ULS combination: a) axial forces, b) in-plane moments, c) out-of-plane moments



günstigsten ULS-Kombination bei Anwendung der Ele-mente mit sechs bzw. sieben Freiheitsgraden pro Knoten. Die maximalen Spannungen betragen im ersten Fall 70 MPa, im zweiten Fall 150 MPa, sie sind also mehr als doppelt so hoch – dennoch kleiner als die Grenzspannung des Materials von 205 MPa. Der Nachweis ist also er-bracht. Es sei anzumerken, dass die Spannungen im Brutto-querschnitt etwa 30 % kleiner sind als die im wirksamen Querschnitt.

2.2 Berechnungen an lokalen Modellen

Die globale Berechnung erfolgte an einem Stabwerksmo-dell. Es ergab sich die Notwendigkeit, einige lokale Berei-che mit Spannungskonzentrationen mit Schalenelementen zu modellieren und näher zu untersuchen. Solche Berei-che sind:

nungen steht, während die zwei Querwände durch Biege-spannungen beansprucht werden.

Während die globale Tragwerksberechnung mit Hilfe der Bruttoquerschnitte durchgeführt wurde, erfolgte die Spannungsberechnung an den wirksamen Querschnitten. Die Spannungen wurden an charakteristischen Punkten in der Nähe der Querschnittsecken bestimmt. Dabei ergaben sich große Unterschiede der errechneten Spannungen aus den Berechnungen mit den Elementen von sechs bzw. sie-ben Freiheitsgraden pro Knoten, obwohl die Schnittgrö-ßen, wie vorher erwähnt, sich nicht wesentlich unterschie-den. Das liegt an der Art, wie Torsionsmomente aufgenom-men werden. Bei den Elementen mit sechs Freiheitsgraden erzeugt die St. Venantsche Torsion nur Schubspannungen, während bei den Elementen mit sieben Freiheitsgraden Verwölbungen und damit Normalspannungen erzeugt werden. Bild 6 zeigt die von Mises-Spannungen der un-

Bild 5. Exemplarische Darstellung eines wirk-samen QuerschnittsFig. 5. Example of an effective cross-section

a) smax = 70 MPa

b) smax = 149,8 MPa

Bild 6. von Mises-Spannungen des globalen Modells für die Elemente mit a) sechs und b) sieben FreiheitsgradenFig. 6. von Mises stresses of the global model a) for the 6-DOF and b) for the 7-DOF elements

Bild 4. a) Erste und b) zweite SchwingungseigenformFig. 4. a) First and b) second modes of vibration

a) b)



– die Verbindung der gekrümmten Bereiche mit den kur-zen Zylindern aus kreisförmigen Hohlquerschnitte CHS 60 × 2 mm

– die Verbindung zwischen den zwei Teilen, in die das Werk aus Transportgründen zerlegt wurde

– der Auflagerbereich des gekrümmten Teils der Skulptur mit der Fußkonstruktion

Die lokalen Berechnungen wurden mit Hilfe der ABAQUS-Software durchgeführt.

Die zylindrischen Verbindungsstücke üben eine kon-zentrierte Last in der Mitte der gekrümmten Querschnitts-gurte aus. Daher wurden dort zum Schutz der dünnen Ble-che 2,5 mm dicke interne Scheiben verschweißt, die die Kräfte auf alle Wände gleichmäßig verteilen. Die Scheiben wurden auf Druck beansprucht und mussten auf lokales Beulen untersucht werden. Das aufgestellte numerische Modell beinhaltet einen Teil des Skulpturhohlquerschnitts auf einer Länge von zweimal der Querschnittshöhe, die in-terne Scheiben und den Verbindungszylinder. Der simu-lierte Teil ist an seinen Längsrändern gelagert, unter An-wendung eines Masterknotens an dem jeweiligen Quer-schnittsschwerpunkt, und darf sich in Längsrichtung infolge der geometrischen Nichtlinearität frei verformen.

Die angesetzte Last ergab sich aus der globalen Trag-werksberechnung der errechneten maximalen Normalkraft des Verbindungsstücks. Diese Last wurde am Kopf des Ver-bindungsstücks angesetzt und gleichmäßig entlang des Umfangs verteilt. Die Berechnungsmethode war geome-trisch nichtlinear elastisch mit Imperfektionen (GNIA). Die Imperfektionen entsprachen der ersten Beuleigenform der Scheibe, die aus einer linearen Stabilitätsanalyse ermit-telt wurde und die so skaliert war, dass sie der maximalen strukturellen Toleranz nach EN 1993-1-5 [5] entsprach. Bild 7 zeigt die von Mises-Spannungen im Bereich des Ver-bindungsstücks und der Scheibe. Die maximale Spannung beträgt 165 MPa, ist also kleiner als die Grenzspannung 205 MPa und der Nachweis ist erbracht.

Die zweite lokale Untersuchung betraf die biegesteife Schraubenverbindung zwischen den zwei Einzelstücken, in die die Skulptur aus Transportgründen geteilt wurde. Sie besteht aus zwei Endscheiben und zehn Schrauben M12

aus nichtrostendem Stahl. Das numerische Modell bein-haltet den Anschlussbereich und die entsprechenden Trä-gerelemente über eine Länge doppelt so groß wie die Quer-schnittshöhe der Hohlquerschnitte. Als Belastung wurden an den Enden der Trägerelemente die Schnittgrößen ange-setzt, die aus dem globalen Modell errechnet wurden. Die Lagerung des Modells wurde an den Mittelpunkten der Schraubenlöcher gewählt, mit denen der Umfang der Lö-cher starr gekoppelt war. Die Berechnungsmethode war linear elastisch (LA). Die Schrauben wurden auf Zug- und Schubkräfte beansprucht, die Durchstanz- und Lochlei-bungsverformungen bei den Scheiben hervorrufen.

Bild 8 zeigt die von Mises-Spannungen einer Scheibe. Die maximale Spannung beträgt 275 MPa, ist damit we-sentlich kleiner als die Grenzlochleibungsspannung von k1 · ab · fu/γv = 2,5 · 1 · 515/1,25 = 1 030 MPa, so dass keine nichtlineare Berechnung notwendig wird und der Nach-weis erbracht ist. Außerdem ist die Lochaufweitung sehr gering, so dass keine Überschreitung in Bezug auf die Ver-formungen stattfindet.

Der letzte lokale Nachweis betrifft die gekrümmte Fußkonstruktion der Skulptur. Sie besteht aus einem rechteckigen dünnwandigen Hohlkasten mit gekrümmter oberer Fläche und zwei internen Aussteifungsscheiben. Die Belastung setzt sich aus den Auflagerreaktionen der Einspannung des gekrümmten Teils des globalen Modells zusammen. Die wesentlichen Schnittgrößen der ungüns-tigsten Kombination sind die Vertikallast infolge Eigen-gewicht und das Biegemoment infolge Querwind. Sie wur-den entlang des Umfangs am Kopf der Fußkonstruktion angesetzt, da letztere mit dem unteren gekrümmten Teil der Skulptur direkt zusammengeschweißt ist. Bild 9 zeigt den Verlauf der von Mises-Spannungen an der Fußkon-struktion. Die maximale Spannung beträgt 38 MPa, ist also kleiner als die Grenzspannung 205 MPa und der Nachweis ist erbracht.

2.3 Auflager

Die Skulptur steht auf einem Betonfundament der Beton-güte C16 mit Abmessungen L/B/H = 2,8 m × 2,2 m × 1,1 m. Dazwischen liegen drei Stahlplatten, die in dem Funda-

Bild 7. von Mises-Spannungen eines zylindrischen Verbin-dungsstücks und der benachbarten ScheibeFig. 7. von Mises stresses for a tube connector and the adjacent diaphragm

Bild 8. von Mises-Spannungen der Scheiben zwischen zwei Einzelstücken Fig. 8. von Mises stresses between two diaphragms of the two pieces



Der Herstellungsvorgang wurde durch die kompli-zierte Geometrie, der Tatsache, dass alle Querschnitte un-terschiedliche Abmessungen besitzen und dass sie voll zu verschweißen waren, bestimmt. So wurde das Werk aus einer Reihe von kurzen Kastenstücken hergestellt. Jedes Kastenstück war an seinen Enden mit Querscheiben verse-hen, um die Querschnittsform des Stücks auf seiner Ge-samtlänge aufrecht zu erhalten und die Schweißung der

ment mit Hilfe von chemischen Dübeln M12 aus nichtros-tendem Stahl verankert sind (Bild 10). Sowohl das Funda-ment als auch die Stahlplatten liegen unter Wasser. Die Anzahl der Schrauben ergab sich eher aus Verformungskri-terien als aus Beanspruchungsbegrenzungen.

3 Herstellung, Transport und Montage

Wegen der Kompliziertheit der Geometrie wurde von der Künstlerin eine Reihe von Modellen in ihrer Werkstatt her-gestellt, um die Stabilität der Struktur zu überprüfen und verschiedene Herstellungsdetails in Erwägung zu ziehen. Das erste Modell in sehr kleinem Maßstab bestand aus massiven Kunststoffteilen und diente nur konzeptionellen ästhetischen Zwecken. Danach wurden zwei größere Mo-delle erstellt, eines aus Pappe und eines aus demselben Material wie das endgültige Werk.

Die Werkstattpläne, sowohl für die Modelle als auch für das endgültige Kunstwerk, wurden vom Hersteller un-ter Anwendug von 3D-Design-Software gefertigt (Bild 11). Dadurch konnten die verfügbaren Abmessungen von Stahlplatten berücksichtigt und der Materialverbrauch auf ein Minimum begrenzt werden.

Bild 9. von Mises-Spannungen der gekrümmten FußkonstruktionFig. 9. von Mises stresses of curved base

Bild 10. Auflager der SkulpturFig. 10. Bearing of the sculpture

Bild 11. Abbildung des Kunstwerkes mit Hilfe der 3D-Soft-wareFig. 11. Representation of the piece with the 3D design soft-ware

Verbindung



Literatur

[1] EN 1991-1-4: Einwirkungen auf Tragwerke – Teil 1-4: Allge-meine Einwirkungen – Windlasten. CEN, European Commit-tee for Standardisation, 2004.

[2] EN 1991-1-5: Einwirkungen auf Tragwerke – Teil 1-5: Allge-meine Einwirkungen – Temperatureinwirkungen. CEN, Euro-pean Committee for Standardisation, 2003.

[3] EN 1993-1-1: Bemessung und Konstruktion von Stahlbau-ten – Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau. CEN, European Committee for Standardisa-tion, 2005.

[4] EN 1993-1-4: Bemessung und Konstruktion von Stahlbau-ten – Teil 1-4: Allgemeine Regeln – Ergänzende Regeln zur Anwendung von nichtrostenden Stählen. CEN, European Committee for Standardisation, 2006.

[5] EN 1993-1-5: Bemessung und Konstruktion von Stahlbau-ten – Teil 1-5: Aus Blechen zusammengesetzte Bauteile. CEN, European Committee for Standardisation, 2003.

[6] EN 10088-2: Nichtrostende Stähle – Teil 2: Technische Lie-ferbedingungen für Blech und Band aus korrosionsbeständi-gen Stählen für allgemeine Verwendung. CEN, European Committee for Standardisation, 2005.

[7] ASTM: A240/A 240M: Chromium and Chromium-Nickel Stainless Steel Plate, Sheet and Strip for Pressure Vessels and for General Applications, 2004.

Autoren des Beitrages:Dipl.-Ing. Stella Avgerinou, [email protected]. Dr.-Ing Ioannis Vayas, [email protected] of Steel Structures,National Technical University of Athens,Iroon Polytechniou Str. 9,15780 Athens, Greece

Dipl.-Ing. Kostas Adamakos, früher NTUAZPF Ingenieure AG,Basel, Schweiz

Stegbleche an die Gurte zu ermöglichen. Die Länge der einzelnen Kästen wurde so gewählt, dass eine Schweißung von innen möglich war. Gleichzeitig dienten die Querschei-ben im kurzen Abstand der Erhaltung der Querschnitts-form im Endzustand, so dass keine Wölbnormalspannun-gen infolge Querschnittsverformungen der sehr dünnwan-digen Kastenquerschnitten entstanden.

Vor der Herstellung musste an den Transport des Kunstwerkes von Athen nach Paris gedacht werden. Der Transport in einem Stück wäre zu teuer, so dass das Werk zweigeteilt werden musste. Die Schnittstellen wurden rechtzeitig und in Einvernehmen mit der Künstlerin, den Ingenieuren und dem Hersteller bestimmt (Bild 11), so dass die konstruktiven Details der Verbindung festgesetzt und die Nachweise durchgeführt werden konnten. Um einen einfachen, schnellen und genauen Zusammenbau vor Ort zu ermöglichen, wurde eine geschraubte Verbin-dung gewählt. Die Verschraubung erfolgte durch 120 mm × 160 mm ausgelassene Fenster in den Stegwänden, die spä-ter durch entsprechende Bleche geschlossen wurden.

Für den Transport und zum Schutz des Anstriches wurden die beiden Teile eingewickelt und in zwei Stahlge-rüste gestellt. Die beiden Gerüste konnten so nebeneinan-der in einem Lkw Platz finden und nach Paris transportiert werden. Die Teilstücke wurden mit Hilfe eines 30 m hohen Mobilkrans vor dem SIAAP-Gebäude abgeladen, zusam-mengebaut und schließlich als Gesamtheit auf die endgül-tige Position gestellt und an das Betonfundament veran-kert (Bild 12).

4 Schlussbemerkung

Die Künstlerin sagt aus: „Ein zeitgenössisches Werk kann eine Brücke zwischen den altertümlichen und den neuen Wegen der Material- und Gestaltungsverarbeitung werden“ (Bild 13). Das zeigt das Beispiel der beschriebenen Skulp-tur, deren ingenieurmäßiger Entwurf hier vorgestellt wurde.

Bild 12. Positionierung des zusammengebauten Kunstwerks auf das FundamentFig. 12. Placement of the re-assembled sculpture on its con-crete base

Bild 13. Ansicht der Skulptur und der Umgebung bei NachtFig. 13. Night view of the sculpture and its surroundings


DOI: 10.1002/stab.201620531

Berichte

Das Teleskop-Verfahren des russischen Ingenieurs V. G. ŠuchovAlessio Andrichmit einer Einführung von Rainer Graefe

Im Jahre 1919 wurde der berühmte Šabolovka-Radioturm in Moskau von Vladimir Grigoryevich Šuchov in einem spektakulären, neuartigen Montagever-fahren errichtet. 1896 hatte Šuchov mit einem netzförmigen Turm in Nižnij Novgorod die Form des Hyperboloids erstmals im Bauwesen angewendet. In dieser patentierten Bauweise war be-reits eine Reihe von Wassertürmen er-

Das für die Montage dieses Tur-mes erfundene Teleskopverfahren war nicht weniger originell als die Turm-konstruktion selbst: Jeder fertig-gestellte Abschnitt wird innerhalb des schon stehenden Turmteils empor-gezogen, so dass sich, wie bei einem Fernrohr, ein Abschnitt innerhalb des anderen nach oben bewegt. Der Turm zog sich also eigenständig in die

richtet worden, als Šuchov 1919 von der Regierung den Auftrag für den Bau eines Radio-Sendeturms erhielt. Šuchov entwickelte eine hohe, schlanke Vari-ante seiner Turmkonstruktion, bei der er mehrere Hyperboloide übereinander stapelte. Sein Entwurf für einen 350 m hohen Turm wies neun Hyperboloid-Abschnitte, der ausgeführte, 150 m hohe Radioturm sechs Abschnitte auf.

Bild 1. Der erhaltene 128 m NiGRES-Strommast an der Oka (Foto: Fritz Dreßler) Bild 2. Historischer Plan 1927 (Archiv: RGANDT, Moskau)

Berichte


ten Hebevorgänge erstmals in allen Details klären und anschaulich dar-stellen konnte. Wegen der besseren Quellenlage hat Alessio Andrich den Bauprozess eines anderen Šuchov-Turmes, des 128 m hohen NiGRES-Stromleitungsturms, analysiert, bei dem in den Jahren 1927/29 das Teles-kop-Verfahren erneut angewandt wor-den war.

Die Arbeit entstand in Innsbruck im Rahmen des Internationalen D-A-CH-Projekts „Šuchovs Strategien des sparsamen Eisenbaus“ (Teilpro-jekte: TU München, Prof. Rainer Bar-thel, Prof. Manfred Schuller; Univer-sität Innsbruck, Prof. Rainer Graefe; ETH Zürich, Prof. Uta Hassler). Eine umfassende Buchveröff entlichung der Forschungsergebnisse des Projekts ist in Vorbereitung. RG

nig studiert worden. Dipl.-Ing. Alessio Andrich legt hier Ergebnisse seiner Untersuchung vor, in der er die ver-schiedenen technischen Vorrichtun-gen und die schwierigen, komplizier-

Höhe, wie Baron Münchhausen, der sich am eigenen Schopf aus dem Sumpf zog.

Vladimir G. Šuchovs Teleskop-Verfahren ist viel bewundert, aber we-

Bild 3. Blick in das Innere des Turms (Foto: Rainer Graefe)

Bild 4. Montage des Turmes im Teleskopverfahren 1927/29 (historische Fotos: ARAN, Moskau)

Bild 5. Vorrichtung zum Zusammenspannen und Heben eines Abschnitts (historische Fotos: ARAN, Moskau)

Bild 6. Heben des vierten Abschnitts (historische Fotos: ARAN, Moskau)

61

Berichte


Bild 7. Schematische Darstel-lung des Hebevorgangs: Verrin-gerung des unteren Durchmes-sers von Modul 2; Erweiterung des oberen Rands von Modul 1 durch provisorisches Versetzen des Randrings nach Außen; Ver-bindung der zwei Module nach Entfernen der unteren Spann-vorrichtung und Versetzen des oberen Randrings nach innen (Zeichnung: Alessio Andrich)

Bild 8. Hölzerne Hebevorrichtung auf dem zweiten Abschnitt. Historisches Foto (ARAN, Moskau) und Rekonstruktion (Alessio Andrich)

Bild 9. links: Planzeichnung der Hebevorrichtung (Archiv: RGANTD, Moskau), Mitte: Schraubenlöcher zur Befestigung der Hebevorrichtung (Foto: Rainer Graefe), rechts: Rekonstruktion der Hebevorrichtung (Alessio Andrich)

Betrachten erweist sich das Verfahren jedoch als äußerst komplex. Der Durchmesser des gehobenen Ab-schnitts muss reduziert werden, um durch den Hals des unteren Abschnitts zu passen. Beim Absetzen auf den un-teren Abschnitt muss der ursprüngli-che Durchmesser wieder hergestellt

wissenschaftlich-technische Dokumen-tation (Rossijskijgosudarstvennyjarchivnaucno-techniceskojdokumentacii – RGANDT) und Beobachtungen am erhaltenen Turm ausgewertet (Bilder 1 bis 6). Die prinzipielle Funktionsweise des Teleskopverfahrens von Šuchov ist leicht nachvollziehbar. Bei genauerem

Rekonstruktion des Hebevorgangs

Für die Rekonstruktion des Hebevor-gangs wurden die historischen Fotos des Archivs der Akademie der Wissen-schaften (Archiv Rossijskoj Akademii Nauk – ARAN), die historischen Pläne des Russischen Staatlichen Archivs für

Berichte


Bild 11. Hebevorrichtungen oben und unten; Rekonstruktion (Alessio Andrich)

Bild 12. Die zurückgespannten Stäbe des gehobenen Abschnitts; Rekonstruktion (Alessio Andrich)

Bild 10. Heben des dritten Abschnitts; Rekonstruktion (Alessio Andrich)

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Berichte


Bild 14. Unterer Abschnitt: Versetzen des oberen Randrings nach innen in die endgültige Position; Rekonstruktion (Alessio Andrich)

Bild 15. Passieren des dritten Abschnittes durch den zweiten Abschnitt; Rekonstruktion (Alessio Andrich)

Bild 13. Absetzen des oberen Abschnitts nach Entspannen der Turmstäbe; Rekonstruktion (Alessio Andrich)

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tage waren Windstille und eine sorg-fältige Abstimmung der Seillängen sowie die perfekte Koordinierung aller Arbeitsschritte notwendig. Wie immer verblüff t der Einfallsreichtum Vladi-mir G. Šuchovs, der auch schwierige Details mit einfachsten Mitteln zu lö-sen versteht.

Soweit in wenigen Worten der ganze Vorgang, den die Rekonstruk-tionszeichnungen (Bilder 14 bis 16) ebenso detailliert darstellen.

Autoren dieses Beitrages:Professor Dr. Rainer [email protected]. Alessio [email protected]

Leopold-Franzens-Universität Innsbruck Institut für Baugeschichte und Denkmalpfl egeTechnikerstraße 136020 InnsbruckÖsterreich

bevorgang. Die Hebevorrichtung am Fuß desselben besteht aus einem fünf-eckigen Holzgerüst (Bild 11), an des-sen Eckstützen die Rollen der Fla-schenzüge befestigt sind.

Das Holzgerüst ist mit radialen Seilen nach innen verspannt. Im Be-reich der fünf Holzkräne werden je-weils zwei Stabelemente nach innen gebogen, um die Engstelle leichter pas-sieren zu können (Bilder 12 und 13). Die übrigen Stabenden der Turmkon-struktion befi nden sich außerhalb des Holzgerüsts, von dem sie nicht, wie häufi g angenommen wird, zusammen-gezogen werden. Sie müssen beim Pas-sieren der Engstelle also elastisch aus-weichen. Der unterste Zwischenring ist weggelassen, um ein Verbiegen der längeren Stabenden zu erleichtern.

Das labile Gleichgewicht des Turmabschnitts während des Hebe-vorgangs stellt eine weitere Herausfor-derung dar. Für die erfolgreiche Mon-

werden, damit beide Turmteile mitein-ander verbunden werden können.

Diesen Vorgang ermöglichen Maßnahmen, die beide Turmteile be-treff en (vgl. Bild 7). Beim unteren Turmabschnitt weist der obere Rand zunächst einen größeren Durchmes-ser auf: Der Randring wird proviso-risch außen montiert, um die Randöff -nung zu vergrößern. Die Segmente dieses Randrings werden nach Heben des nächsten Abschnitts in ihre end-gültige Position nach innen versetzt. Alle Bohrungen für das spätere Ver-nieten der Bauteile werden bereits vor der Montage hergestellt.

Auf jedem Turmabschnitt stehen fünf Holzböcke als kleine Kräne für den Hebevorgang (Bilder 8 und 9). Diese Böcke sind auf allen Turmteilen bereits vor dem Anheben montiert. Von den Böcken gehen Seile zum Fuß des anzuhebenden Abschnitts herun-ter. Bild 10 veranschaulicht den He-

Bild 16. Führung der Hebeseile; Rekonstruktion (Alessio Andrich)


DOI: 10.1002/stab.201620353

Berichte

Die Ostküste des US-amerikanischen Bundestaates Florida hat ein neues Wahrzeichen bekommen: Am legen-dären Highway 1, zwischen Miami und Fort Lauderdale gelegen, wird voraussichtlich im Frühjahr 2016 die monumentale Bronzeskulptur Pega-sus & Dragon eingeweiht. Sie wurde im Zentrum eines Themenparks im Gulfstreampark nahe der internatio-nal renommierten Pferderennbahn errichtet. Nach der Freiheitsstatue ist sie die zweitgrößte Skulptur in den USA und die größte Pferdeskulptur der Welt (Bild 1).

Das Projekt

Die Skulptur versinnbildlicht den ewi-gen Kampf zwischen Gut und Böse. Pegasus, das geflügelte Pferd aus der griechischen Mythologie, besiegt den Drachen. Die nur 3-jährige Planungs- und Bauzeit wird zu einem Abenteuer, wenn man bedenkt, welche umfang-reichen und einzigartigen Herausfor-derungen von Strassackers Spezialis-ten und seinen Partnern zu bewältigen waren. Dies bestätigt auch Michael Stark aus Ludwigsburg, dessen Inge-nieurbüro mit der technischen Planung beauftragt wurde. Die vollständige Ab-wicklung des komplexen Projektes, vom Entwurf über die Koordination

und Produktion bis zur Endmontage, lag bei der Kunstgießerei Strassacker aus Süssen, einem schwäbischen Fa-milienunternehmen mit 500 Mitarbei-tern. Auch in der fast 100-jährigen Fir-mengeschichte der Kunstgießerei ist diese Skulptur ein Projekt der Superla-tive: 33 m hoch, 35 m breit und 60 m lang, zusammengefügt aus 1 250 hand-gefertigten Bronzeelementen mit ei-nem Gesamtgewicht von 250 t, mon-tiert auf einem Skelett aus 400 t Stahl. Außer den 18 000 Schrauben und eini-gen Verbindern gleicht kein Element der Stahlkonstruktion oder des Bron-zegusses dem anderen.

Außergewöhnliche Herausforderungen

Frank Stronach, der österreichisch-kanadische Bauherr des Themenparks in Miami, hatte die Skulptur zunächst für Wien geplant. Mit ihrer Verset-zung in das tropische Klima von Flo-rida veränderten sich jedoch die kli-matischen und konstruktiven Prämis-sen komplett. Extremer Wind – der Bauplatz am Hallandale Beach zählt zu den Zonen der USA, die am stärks-ten von Hurrikans betroffen sind –, eine hohe Luftfeuchtigkeit mit hohem Salzgehalt, andere Bodenbeschaffen-heit und extreme Temperaturschwan-kungen, waren die besonderen Heraus-

forderungen, mit denen das Planungs-team Strassacker und Stark Ingenieure umzugehen hatten. Die außergewöhn-liche Freiform des Stahlgerüstes in der künstlerisch vorgegebenen Gestal-tung der Skulptur erforderten um-fangreiche und komplexe Berechnun-gen, die in der kongenialen Zusam-menarbeit von Ingenieurbüro und Kunstgießerei eine Lösung fanden, die in der Welt einzigartig ist.

Zunächst musste vom vorgegebe-nen bildhauerischen Modell ein Soft-ware-Modell über Laserscan erstellt werden. Durch algorithmische Nach-bearbeitung wurde ein Finite-Ele-mente-Modell, das ursprünglich ca. 9 Mio. Flächenelemente aufwies, mit 80 000 Elementen bei Pegasus und 60 000 beim Drachen errechnet. Durch diese Vereinfachung durfte jedoch die geometrisch bedingte Systemsteifig-keit des komplex gekrümmten Scha-lentragwerks der Bronzehülle nicht beeinträchtigt werden.

Hinzu kam, dass die Bronze-skulptur nach dem Verschweißen der Einzelelemente eine vollständig ge-schlossene Oberfläche aufweisen und keine Dehnungsfugen haben sollte. Für ein solch monumentales frei ge-formtes Schalentragwerk aus Bronze gab es keine Normen und Berech-nungsvorschriften, daher mussten die

Pegasus & Dragon – Die größte Pferdestatue der Welt aus BronzeNicola Borgmann

Bild 1. Der Vergleich zu berühmten Skulpturen verdeulicht die monumentale Größe der Pegasus & Dragon in Florida

Berichte


durch der Hohlraum für die Bronze zwischen den Sandformen entsteht. Dabei brachte man die Gusskanäle und Einguss-Systeme ein, über die die flüssige Bronze mit einer Temperatur von etwa 1 100 °C in die Sandguss-form eingegossen wurde. Nach dem Abkühlprozess von ca. zwei bis drei Stunden wurde zur Entnahme des Bronzegussteils die Sandform geöff-net bzw. zerschlagen. Mehr als ein Jahr dauerten diese Handarbeiten, bis alle Gussstücke hergestellt und nach-bearbeitet waren.

Um die exakte Form und die Passgenauigkeit zu prüfen, baute man alle Gussstücke in China temporär auf provisorischen Stahlkonstruktio-nen zu Körpern, Flügeln, Köpfen und Beinen zusammen. Erst nach dieser Probe für sämtliche Bauteile zerlegte man die Skulptur wieder in ihre ein-zelnen Bronzeteile und verschiffte sie in 25 Überseecontainern nach Flo-rida.

Stahlskelett nach der Natur

Innovative Lösungen waren auch bei der Berechnung und Konstruktion des Stahlskeletts gefragt. Der Stahlbau musste der künstlerisch vorgegebenen Form folgen und den extremen Tem-peratur- und Windbelastungen stand-halten. In Anlehnung an das natür-liche Skelett eines Tieres entwickelten Stark Ingenieure eine komplexe, tra-gende Stahlkonstruktion aus fast 5 000 Bauteilen, alle mit unterschied-lichen Abmessungen.

Eine besondere Herausforderung für den Stahlbau stellte die Verbin-dung zwischen der bronzenen Hülle und dem stählernen Skelett von Pega-sus & Dragon dar (Bilder 5 und 6).

Über detaillierte Berechnungen der Bronzehülle wurde die optimale Anzahl und Lage der Befestigungs-punkte zwischen Bronzehülle und Stahltragwerk ermittelt. Dabei be-stand die Schwierigkeit darin, die Bronzehülle einerseits – wegen der extremen Windlasten – so oft wie möglich am Stahlskelett zu befestigen, andererseits das Stahlskelett und die Bronzehülle so weit wie möglich von-einander zu entkoppeln, dass eine möglichst ungehinderte Wärmeaus-dehnung der Bronzehülle gegenüber dem Stahlskelett stattfinden kann.

Anders als bei Gebäuden oder Fassaden, die aus vielen Bauteilen mit

Schicht im 3D-Koordinatensystem zu realer Größe aufgebaut werden. Seine endgültige Form mit allen Feinheiten erreichte man durch das Auftragen und Modellieren von Gips beim Pega-sus und von Ton im Falle des Dra-chens (Bild 3). Fast 70 Bildhauer und Gestalter setzten die anatomische Form und den künstlerischen Aus-druck der Modellvorlage in die Origi-nalskulptur perfekt um (Bild 4)

Bronzeguss in 1 250 Teilen

Zur Erstellung der Sandgussform für den Bronzeguss wurden die Original-modelle von Pegasus & Dragon in 1 250 Teile zerlegt, um so gießbare Größen von etwa 1,5 × 1,5 bis 2 × 2 m zu erreichen. Aus der Positivseite je-des dieser Gipsmodellteile stellte man eine Negativsandform her, die dann mit einer Tonschicht von 7 bis 8 mm, in der späteren Materialdicke der Bronze, ausgelegt wurde. Nach der Fertigung der zweiten Sandgussform-hälfte wurde der Ton entfernt, wo-

Ingenieure für das Material Bronze eigens Parameterstudien vornehmen und ein statisches Regelwerk entwi-ckeln.

Zurück in der Zukunft – Rückgriff auf traditionelles Wissen

Für die Erstellung des Originalmo-dells und des Bronzegusses koope-rierte Strassacker mit seiner Partner-gießerei in China, mit der die Experten aus Süssen schon seit vielen Jahren zusammenarbeiten und ihre kulturell unterschiedlichen Erfahrungen in Technologie austauschen. Schon die Entwicklung des Originalmodells im Maßstab 1 : 1 war in der heute gängi-gen Methode, der computertechni-schen Vergrößerung des Vorlagemo-dells, wegen der riesigen Ausmaße der Skulptur nicht möglich. So mussten sich die Spezialisten auf das traditio-nelle, sehr aufwendige und kompli-zierte Verfahren der Modellvergröße-rung über Gitternetzkoordinaten von Hand, rückbesinnen. Um das Modell in Originalgröße herzustellen, errich-tete man ein Stahlgestell als 3D-Koor-dinatensystem, in das die Koordina-ten des Vorlagemodells vom Maßstab 1 : 16 auf die Originalgröße 1 : 1 über-tragen werden konnten. Mit Hilfe der vergrößerten Koordinaten fertigte man Holzschablonen, welche die exakte Form des geflügelten Pferdes und des Drachen in mehreren Schichten wie-dergaben. Die Holzschablonen wur-den anhand der Koordinaten in das Stahlgestell eingesetzt und mit Holz-latten verbunden (Bild 2). So konnten Pegasus und Drachen Schicht für

Bild 2. Im traditionellen Verfahren anhand eines Gitternetzgerüstes wird das Vorlagemodell zur Originalgröße skaliert; mit Holzschablonen wird das Grundgerüst der Skulptur im Koordi-natensystem aufgebaut

Bild 3. Die Drachenskulptur wird aus Ton in Originalgröße modelliert, zur Vorbereitung der Bronzegussformen musste dieses Modell nochmal in Gips abgenommen werden

Bild 4. Im Stahlgerüst der 3D-Gitter-netzkoordinaten wird die Pegasus-Skulptur aus Holzschablonen und Gips modelliert

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lich und starr. Stark Ingenieure entwi-ckelten daher ein innovatives, einzig-artiges System von flexiblen Verbin-dern, die im gegenseitigen Zusam- menspiel keine temperaturbedingten Zwängungen aufbauen und trotzdem die Lastabtragung der Windkräfte in die jeweils vorgesehenen Richtungen gewährleisten.

Um hierfür möglichst realitäts-nahe Lastannahmen treffen zu kön-nen, wurden die maßgebenden Wind-lasten für die anspruchsvolle Konstruk-tion und deren komplexe Geometrie durch Versuche im Windkanal indivi-duell ermittelt. Die aufwändige Stahl-konstruktion wurde von dem Stahl-bauunternehmen Wendeler in höchs-ter Qualität und Präzision hergestellt. Bei der Umsetzung dieser einzigarti-gen Konstruktion mussten viele kom-plizierte produktionstechnische Lö-sungen für die außergewöhnlich hohen technischen und statischen Anforde-rungen erarbeitet werden. Stahlbau Wendeler baute die Stahlkonstruk-tion aller Bauteile von Pegasus und Drachen temporär zusammen. Nach Abnahme durch Stark Ingenieure und die Kunstgießerei Strassacker wurde das Stahlskelett wieder in transport-fähige Einheiten zerlegt und in weite-ren 25 Überseecontainern nach Miami verschifft.

90 °C erhitzen. Stahl und Bronze rea-gieren bei Erwärmung unterschiedlich: Während die Bronzehülle der Skulp-tur sich bei Sonneneinstrahlung aus-dehnt, bleibt die darunter liegende Stahlkonstruktion nahezu unbeweg-

Bewegungsfugen bestehen, ist die ein-mal verschweißte Bronzehülle der Skulptur ein riesiges Bauteil ohne planmäßige Dehnfugen. Durch die starke Sonneneinstrahlung in Florida kann sich die Bronzehaut auf bis zu

Bild 5. Kein Element der komplexen Stahlkonstruktion in der skulpturalen Bronze hülle ist baugleich

Bild 6. Besondere Herausforderungen an die Statik der Stahlkonstruktion sind neben der außergewöhnlichen Form die klimatischen Bedingungen in der extrem hurrikan- gefährdeten Region Floridaa)

b)

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tion – auf ihre endgültige Position von 33 m hochzuheben, musste einer der größten Mobilkrane der Welt einge-setzt werden (Bilder 12 bis 14). Zur perfekten Ausbalancierung aller Bau-teile während des Hebevorgangs der Heavy Lifts war eine exakte Berech-nung von Stark Ingenieure für die He-betraversen notwendig. Während der

Heavy Lifts für Kopf und Flügel

Ein zentraler Schritt im Montageab-lauf war das Zusammenfügen der am Boden vormontierten Teile, Kopf und Flügel, mit dem Rumpf des Pegasus (Bilder 9 bis 11). Um diese Bauteile mit ihrem Gewicht von jeweils 45 und 60 t – Bronze inklusive Stahlkonstruk-

Montage im 3D-Koordinatensystem

Nach Vormontage des Stahlskeletts des Pegasus-Rumpfes am Boden wur-den die Teile mit einem Schwerlast-kran auf den überkuppelten Raum, der unter der Felsformation im hinte-ren Teil der Skulptur liegt, und einem speziellen Montageturm unter den Schultern vorne aufgelegt (Bild 7). Dann hob man die vormontierten Beine hoch und befestigte diese in der finalen Position am Rumpf, ohne sie vorerst in den Fundamenten zu ver-ankern.

Die Gerüstelemente, welche die freie Form der Skulptur exakt um-bauen mussten, wurden speziell ent-wickelt und konstruiert. Die Stahl-konstruktion des Drachens wurde in der endgültigen Position zusammen-gebaut, während der Kopf des Pega-sus und seine Flügel separat auf tem-porären Fundamenten vormontiert wurden. So konnte man zeitgleich an den fünf großen Bauteilen, Pegasus- und Drachenkörper, den beiden Flü-geln und dem Kopf arbeiten.

Zur Befestigung der einzelnen Bronzeteile an der Stahlkonstruktion wurde die endgültige Position mittels eines 3D-Koordinatensystems mit spe-ziellen Nivellier- und Lasergeräten eingemessen und mit den angrenzen-den Bronzeteilen verschweißt (Bild 8). Nach diesem Verfahren setzte man die 1 250 Bronzeelemente wie in einem riesigen 3D-Puzzle zu einem homo-genen Bauteil zusammen. Bei Tempe-raturen von über 50 °C wurden die Verbinder zwischen Stahlkonstruk-tion und Bronzehülle in den zum Teil schwer zugänglichen inneren Winkeln der Skulptur gesetzt.

Bild 7. Das Stahlskelett der Monumen-talskulptur wurde nach exakt berech-neten Montageabläufen mit einem der größten Mobilkrane der Welt errichtet

Bild 9. Die detaillierte Planung der technischen Parameter und Abläufe von Stark Ingenieure einhergehend mit der präzisen Gesamtplanung Koordination und Logistik der Baustelle durch die Firma Strassacker mit parallelen Montage-abläufen ermöglichte trotz extremer Wetterbedingungen eine kurze Bauzeit von 6 Monaten

Bild 8. Die 1 250 handgefertigten Bronzeelemente werden einzeln an die Stahl-konstruktion angebracht, ausgerichtet und verschweißt

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Berichte


gesamten Montagephase verhinderte der Montageturm an den Schultern der Skulptur, dass infolge der sukzes-siven Belastung des Tragwerks durch das Eigengewicht und daraus resultie-rende Zwangskräfte, Verformungen am Rumpf und an den Beinen auftra-ten.

Fugenlose Oberfläche und Patina

Der letzte Projektabschnitt bestand in der kunsthandwerklichen Vervoll-kommnung der gesamten Skulptur (Bilder 15 und 16). Es war eine 3 500 m2 große, fugenlose Oberfläche mit insgesamt 3,5 km Schweißnähten entstanden. Alle Nähte der Bronze-hülle der Pegasus & Dragon-Skulptur

Bild 10. Kopf und Flügel des Pegasus wurden auf temporären Fundamenten neben der Skulptur komplett vormo-niert

Bild 12. Ein eigens konstruiertes Ge-rüst mit Spezialelementen umgibt passgenau den Umriss der Freiform der Skulptur

Bild 14. Mit einem der größten Mobil-krane der Welt werden die 60 t schwe-ren vormontierten Flügel passgenau auf den Pferderücken gehobenBild 11. Großbaustelle am Highway 1 zwischen Fort Lauderdale und Miami

Bild 13. Mit 18 000 Schrauben werden die 4 750 Elemente des Stahlskeletts verschraubt

Bild 16. Finale Form gebung am Pega-sus-Körper; Anwendung traditioneller Treib- und Metallformgebungstechni-ken

Bild 15. Die komplett verschweißte Oberfläche der Monumentalstruktur wird kunsthandwerklich nachbearbei-tet und patiniert

Berichte


mit technischer Unterstützung von STARK Ingenieure, Ludwigsburg

Tragwerksplanung:STARK Ingenieure, LudwigburgBronze:Kunstgiesserei Strassacker GmbH & Co. KG, Süssen mit PartnerStahlbau inkl. Montage:Stahlbau Wendeler GmbH, DonzdorfWindgutachten:Wacker Ingenieure, Birkenfeld

Bildnachweis:Bilder 1, 5, 6, 8, 9, 11, 12, 13, 14, 15, 16

STARK IngenieureBilder 2, 3, 4, 7, 10 Kunstgiesserei Stras-

sacker GmbH & Co.KG

Autorin dieses Beitrages: Dipl.-Ing. Nicola Borgmann M.A., DASL Direktorin der Architekturgalerie München Türkenstraße 30, 80333 Münchenwww.architekturgalerie-muenchen.de

Gewicht:250 t Bronze, 400 t StahlMaterial:Bildhauerische Form aus Gussbronze, ca. 7 bis 8 mm dick, Stahlskelett aus Baustahl S355J0Planungszeitraum:2011–2014Produktionszeitraum:2012–2014 Bronzehülle,2013–2014 StahlbauMontagezeit:März 2014–November 2014

Am Bau Beteiligte:

Bauherr:Frank Stronach/Gulfstream Park – Pegasus Florida Inc.

Projektplanung, -leitung und -umset-zung:Kunstgießerei Strassacker GmbH & Co. KG, Süssen

mussten nach dem Verschweißen durch traditionelle Oberflächengestal-tungs- und Ziseliertechniken kunst-handwerklich überarbeitet werden. Das Patinieren stellte den letzten Schritt des gesamten Ablaufs dar. Hierzu wurde die Bronze partiell mit einer Gasflamme erhitzt, durch das Auftragen von chemischen Substan-zen in der Metalloberfläche wurde ein Oxidationsvorgang erzielt, welcher der Metalloberfläche der Pegasus & Dragon-Skulptur ihre besondere Pa-tina verleiht.

Fakten Skulptur Pegasus & Dragon

Standort:Gulfstream Park Racing & Casino, Hallandale Beach, Florida (USA)Abmessungen:Länge 60 m, Breite 35 m, Höhe 33 mOberfläche:3500 m2 (ohne Dehnfugen)


Neues Hessisches Ingenieurgesetz (HIngG)

„Die Novellierung der Hessischen Inge-nieurgesetze schafft für die Öffentlich-keit, für Verbraucher und Auftraggeber mehr Klarheit über die Qualifikation von Ingenieuren und ihre zugeordneten Aufgaben und Dienstleistungen. Damit verbessert es den Schutz aller Verbrau-cher und dient vor allem auch der nachhal tigen Qualitätserhaltung für die Sicherheit, den Umwelt- und Gesund-heitsschutz bei der Planung und Errich-tung von Bauwerken und anderen tech-nischen und natürlichen Infrastruktur-systemen“, so Prof. Udo Meißner, Präsident der Ingenieurkammer Hessen. „Darüber hinaus gewährleistet die No-vellierung auch die kontinuierliche Wei-terentwicklung des Berufstandes der freiberuflich tätigen Ingenieure und ih-rer Mitarbeiter in hessischen Ingenieur-unternehmen und stärkt die Qualitäts-sicherung durch die Selbstverwaltung der Ingenieurkammer Hessen. Die No-vellierung schafft damit hervorragende Rahmenbedingungen für die Berufsaus-übung, für die Ausbildung des Ingeni-eurnachwuchses sowie für die Fort- und Weiterbildung im Ingenieurberuf durch lebenslanges Lernen. Wir sind sehr zu-frieden mit diesem zukunftsorientierten

definierten Regelung der Berufsbezeich-nung der Fachingenieurin bzw. des Fachingenieurs, der auf die Berufsbe-reiche Bau- und Planungswesen, Geo-däsie und Umweltingenieurwesen zu-geschnitten ist. Neu ist außerdem, dass zukünftige bauvorlagenberechtige Bau-ingenieure Pflicht mitglieder der Kam-mer sind. Dadurch kann die gesetzmä-ßige Berufsausübung und fachliche Fortbildung im öffentlichen Interesse überwacht und erforder lichenfalls ge-steuert werden. Darüber hinaus wurden die Partnerschaftsgesellschaften mit beschränkter Berufshaftung (mbB) für Beratende Ingenieure (BI) nun fest im Gesetz verankert.

Um die Wettbewerbsfähigkeit im internationalen Bereich zu verbessern, wird der Ingenieurkammer Hessen er-möglicht, besondere ergänzende Berufs-bezeichnungen zuzuerkennen. Dies betrifft, in Anlehnung an in anderen Staaten übliche Qualitätsstandards, die Einführung der Berufsbezeichnung „Professionelle Ingenieurin“ bzw. „Pro-fessioneller Ingenieur“ (PI).

Im GVBL. Nr. 28 vom 8. 12. 2015 wurde das Hessische Ingenieurgesetz (HIngG) verkündet und ist mit Datum 9. 12. 2015 in Kraft getreten.

www.ingkh.de

Gesetz, dessen Vorschriften sich hin-sichtlich der innovativen Ansätze des hessischen Gesetzgebers auch sehr gut auf die Gesetzgebung anderer Bundes-länder übertragen ließe. Dafür werden wir uns einsetzen.“

Das neue Gesetz fasst die Hessische Ingenieurgesetzgebung in einer durch-strukturierten Regelung zusammen. Die Vorschriften wurden an EU-Recht ange-passt und insgesamt modernisiert, ohne die bisher bestehenden gesetzlichen Be-dingungen grundsätzlich zu verändern. Die neuen gesetzlichen Regelungen wur-den zugleich neu geordnet und damit besser erfassbar gemacht.

Die wichtigsten Fakten des neuen Gesetzes:Wer künftig die Berufsbezeichnung In-genieur führen will, muss bestimmte Be-dingungen während des Studiums erfül-len: Neben einer Regelstudienzeit in einer ingenieurwissenschaftlichen Fach-richtung von mindestens sechs theoreti-schen Studiensemestern oder entspre-chenden drei Jahren an einer öffentlichen oder staatlich anerkannten Hochschule ist festgelegt, dass die Studien- und Aus-bildungsgänge mindestens zur Hälfte in-genieurspezifische Fächer umfassen.

Das Gesetz enthält außerdem Vor-gaben zur Einführung einer gesetzlich


DOI: 10.1002/stab.201620354

Berichte

Internationaler Workshop in Berlin „Verbunddübel in Forschung und Praxis“Günter Seidl

Verbunddübelleisten sind seit einigen Jahren Gegenstand intensiver For-schung an verschiedenen Hochschu-len und Universitäten in Europa. Mit der Einführung der Allgemeinen bau-aufsichtlichen Zulassung Z-26.4-56 „Verbunddübelleisten“ wurden we-sentliche Berechnungsgrundlagen standardisiert und in Deutschland ein-geführt.

Um einen Überblick über den Stand der Technik und der Praxis der Verbunddübelleisten zu erhalten, fand in Berlin ein zweitägiger Workshop am 26. und 27. November 2015 statt. Organisatoren waren die FOSTA For-schungsvereinigung Stahlanwendung e.V. und die SSF Ingenieure AG, Ber-lin. Idee der Veranstaltung war, allen Teilnehmern eine Plattform zu geben, um über ihre Projekte berichten zu können und den Stand der Forschung in ihrem Land darzustellen. Neben dem Erfahrungsaustausch unter den Beteiligten war Ziel des Workshops, die Ergebnisse in der Maiausgabe der Zeitschrift „Steel Construction“ zu-sammenzustellen.

Der Auftakt der Veranstaltung wurde nach einer kurzen Begrüßung durch Pavel Simon von der Firma Vladimír Fišer gemacht. Er berichtete

gestellt. Schwerpunkt der Forschung von Lorenc ist das elastische Tragver-halten der Stahldübel im Hinblick auf die Formgebung und den Übergang zur Tragfestigkeit unter Berücksichti-gung der Stahlverfestigung. Maciej Koz

.uch untermauerte die von Lorenc

getroffenen Annahmen anhand von Versuchen im Hinblick auf die Tragfä-higkeit. Die FE-Modelle und die Längs-schliffe der Prüfkörper geben neben der wissenschaftlichen Auswertung einen ingenieurmäßigen Einblick in das Tragverhalten der Verbunddübel.

Slawomir Rowinski beleuchtet in seiner Arbeit den Entstehungszeit-punkt von Rissen in Stahldübelleisten und deren Fortschritt. Bemerkenswert ist, dass die Verbunddübelleisten auch im fortgeschrittenen Rissstadium ein ausgesprochen gutmütiges Verhalten zeigen. Grund dafür ist eine Änderung der Rissrichtung unter höheren Last-wechselzahlen (Bild 3).

Einen anderen Forschungs-schwerpunkt verfolgt die Technische Universität in München (TUM). Wer-den T-förmige Stahlträger mit Ver-bunddübelleisten als externe Beweh-rung eingesetzt, spielt die Verankerung ähnlich der Stabbewehrung im Stahl-betonbau eine Rolle. Der Lehrstuhl für

über eine Eisenbahnbrücke bei Žal-hostice an der Elbe in Tschechien. In Tschechien kommen zwei Typen von VFT-Rail-Trägern zum Einsatz: ein of-fener Querschnitt und ein Querschnitt mit Schienenkanal (Bilder 1 und 2).

Durch die Längsteilung der Brü-cke Žalhostice in zwei Träger, die durch einen Ortbetonverguss am Bau-werk miteinander verbunden werden, kommt leichtes Hebezeug zum Ein-satz. Neben dem Tragverhalten spie-len die hydraulischen Eigenschaften der Brücke bei Hochwasser eine zen-trale Rolle für tschechische Bauher-ren. Bei umfangreichen Untersuchun-gen zum Verhalten bei Überflutung an der Universität Brno (Brünn/Tsche-chien) konnte die Lagesicherheit des Überbaus auch bei Überflutung nach-gewiesen werden.

Nach diesem Ausblick in die Bau-praxis rückten die wissenschaftlichen Untersuchungen in den Vordergrund. Umfangreiche Forschungsarbeiten wurden an der Technischen Univer-sität in Wrocław (Breslau) seit 2006 durchgeführt. Die Ergebnisse, die das Stahltragverhalten der Verbunddübel-leisten beleuchten, wurden von den Mitarbeitern Wojciech Lorenc, Maciej Koz

.uch und Slawomir Rowinski vor-

Bild 1. Tschechische Querschnitte für VFT-Rail: geschlossen mit Vossloh DFF-300-1 und offen mit Vossloh 300-1

Bild 2. Geteilter Querschnitt vor dem Einbau bei Žalhostice

Berichte


ultrahochfestem Beton wurde am fol-genden Tag das Feld auf weitere Bau-stoffe erweitert. Thomas Lechner vom Lehrstuhl für Massivbau der TUM stellte seine Ergebnisse von Verbund-dübeln in Wandscheiben und extrem schmalen Stegen vor. Dabei betragen die Dicken der Betonbauteile nur 4 bis 6 cm. Durch die hohen Festigkei-ten des Betons werden auch mit die-sen schlanken Stegen Dübeltragfähig-keiten von bis zu 300 kN erreicht (Bild 4).

Fortgesetzt wird die vom BBSR geförderte Forschung in einem An-schlussprojekt mit Stützen aus UHPC und externer Bewehrung mit Ver-bunddübelleisten, das Sebastian Gehr-lein (TUM, LS Massivbau) in seinem Vortrag präsentierte. Die gedrunge-nen, hochtragfähigen Stützen (Bild 5) nehmen bei exzentrischer Belastung Traglasten bis zu 1,6 MN auf.

Einen Einblick in Erfahrung und Praxis mit Verbunddübelleisten gaben Daniel Pak von der RTWH Aachen, Lehrstuhl Stahlbau, und Mathias Daß ler von SSF Ingenieure AG. Herr Pak führte das Monitoring der ersten VFT-Rail-Brücken in Deutschland durch. Die Ergebnisse der Messungen der Externen Bewehrung unter Ver-kehr und das Monitoring der Schie-nenstützpunkte ergab, dass die Be-messungskonzepte für die Verbund-dübelleisten, aber auch die Annahmen zur Berechnung der Belastung von Schienen und Schienenstützpunkten verlässlich sind.

Für robuste Bauwerke ist ein dauerhafter Korrosionsschutz ein wichtiges Kriterium. Svenja Holt-kamp von der TU Dortmund, Lehr-stuhl für Stahlbau, stellte die Ergeb-nisse des FOSTA-Projekts P 835 vor und gab einen Ausblick auf das ge-

Bild 3. Vergleich des Rissfortschritts im Modell mit der Rissgeometrie des Versuchs-körpers

Bild 4. Last-Verformungsdiagramm eines Verbunddübels in einem 4 cm breiten Steg aus UHPC mit fck > 150 MPa

Bild 5. Hochfeste Stütze mit externer Bewehrung: Quer-schnitt und 3,00 m langer Versuchskörper

Metallbau der TU München befasst sich mit diesem Thema und stellte die Ergebnisse des Projekts P 967 der FOSTA vor, in dem unter anderem die Verankerung der Verbunddübelleisten in Rahmenecken untersucht wurde.

Luo Guoqing präsentierte die Versuche zur Verankerung und stellte einen Vorschlag für ein Bemessungs-konzept vor. Ergänzt wurde der Vor-trag von Professor Martin Mensinger, der ein Parkhaus in der Schweiz in Stahlverbundbauweise und Verbund-dübeln vorstellte. Nach dem Mittages-sen gab Professor Markus Feldmann aus Aachen einen Überblick über die Erfahrung zur Allgemeinen bauauf-sichtlichen Zulassung, die den Ein-satz der Verbunddübelleiste regelt. Er erläuterte das weitere Vorgehen, wie die derzeitige Regelung in die geltende Normung aufgenommen werden sol-

len. Maik Kopp, ebenfalls vom Lehr-stuhl für Stahlbau in Aachen, präsen-tierte das Verhalten der Verbunddübel-leisten in Betonplatten, die senkrecht zur Leiste unter Zug stehen. Dieser in der Allgemeinen bauaufsichtlichen Zulassung noch nicht geregelte Fall wurde ebenfalls im FOSTA-Projekt P 967 untersucht und Bemessungsre-geln aufgestellt.

Martin Claßen befasst sich mit dem Tragverhalten von Dübelleisten mit Puzzlegeometrie in dünnen Plat-ten. In seinen Untersuchungen im FOSTA-Forschungsprojekt P 1097 wird ein neuer Versuchsaufbau erar-beitet, der es zulässt, das Tragverhal-ten der Dübel in quer zur Tragrich-tung gerissenen dünnen Platten zu beleuchten.

Mit der Vorstellung der Untersu-chung von Verbunddübelleisten in

Berichte / Firmen und Verbände

Richtlinie angedacht, die zu einem späteren Zeitpunkt die Grundlage zur Einführung in den Eurocode bilden soll.

Die Teilnehmer werden die Refe-rate des Workshop in einem Themen-heft der Zeitschrift „Steel Construc-tion“ in acht Fachaufsätzen zusam-menfassen. Das Heft 2/2016 erscheint im Mai 2016.

Autor dieses Beitrages:Dr. Dipl.-Ing. Günter [email protected] Ingeneiuere AG,Schönhauser Allee 14710435 Berlin

rade begonnene neue Forschungspro-jekt P 1042, das feuerverzinkte Ver-bunddübelleisten unter dynamischer Beanspruchung untersucht. Abschlie-ßend gab das Referat von Herrn Daß-ler einen Überblick über die Projekte, die mit Verbunddübelleisten durchge-führt wurden. Eine Auswertung der Bauwerke im Hinblick auf Konstruk-tion, Schlankheit, Materialverbrauch und Kosten rundeten den zweiten Tag des Workshops ab (Bild 6).

Die beiden Tage waren eine gute Gelegenheit für junge Wissenschaftler und Ingenieure aus der Praxis sich auszutauschen und Problempunkte zu diskutieren (Bilder 7 und 8). In Deutschland ist eine neue DASt-

Bild 6. Einsatz von Externer Bewehrung mit Verbunddübel-leisten bei den Wildspangen über die BAB A 14 (Visualisie-rung)

Bild 8. Gedankenaustausch beim Workshop: u. a. Tomasz Kołakowski (Europrojekt Gdansk), Günter Seidl (SSF) mit Thomas Mayer (BASt) und Thomas Lechner mit Sebastian Gehrlein von der TU München (alle Bilder SSF Ingenieure)

Bild 7. Professor Martin Mensinger im Gespräch mit Maik Kopp, Martin Claßen (beide RWTH Aachen) und Svenja Holtkamp (TU Dortmund)


VFIB-Erfahrungsaustausch Bauwerks-prüfung

Am 12. November 2015 fand in Fulda der 4. VFIB-Erfahrungsaustausch Bau-werksprüfung nach DIN 1076 statt. Mit fast rund 480 Teilnehmern aus ganz Deutschland hat die alle zwei Jahre durchgeführte Veranstaltung einen neuen Teilnehmerrekord erreicht und sich damit als eine der wichtigen Inge-nieurtagungen in der Fachwelt etabliert. Begleitet wurde die Veranstaltung von einer Fachausstellung, bei der 20 Inge-nieurbüros und Fachfirmen sowie die vier vom VFIB ausgewählten Lehr-gangsstandorte in Bochum, Dresden, Feuchtwangen und Lauterbach ihre Leistungen vorstellen konnten.

Auch bei dem Vortrag von Thomas Kiel, Referent für Verkehr und Tiefbau beim Deutschen Städtetag, stand die Frage der Finanzierung notwendiger Brückenertüchtigungen in Städten und Gemeinden im Vordergrund. Besondere Probleme entstehen hier vor allem durch das Auslaufen der „Finanzhilfen des Bundes zur Verbesserung der Ver-kehrsverhältnisse der Gemeinden“. Eine Anschlussfinanzierung ist bisher noch nicht in Sicht, sodass es für viele Kom-munen zurzeit vollkommen unklar ist, wie diese wichtige Aufgabe künftig be-wältigt werden kann.

Besondere Aufmerksamkeit erhielt der Vortrag von Prof. Dr.-Ing. Uwe Will-berg, der die Erarbeitung von Empfeh-lungen des VFBI zur Leistungsbeschrei-

Anerkannte Experten aus Bauverwal-tungen, Ingenieurbüros und Unterneh-men informierten in zehn Vorträgen zu aktuellen Bauwerksprüfungen im Inge-nieur- und Hochbau.

Im Eröffnungsvortrag berichtete Dr.-Ing. Gero Marzahn vom Bundesver-kehrsministerium über die Strategie des Bundes zur Brückenmodernisie-rung. Hierbei standen vor allem die Finanzierung dieser gewaltigen Aufgabe und die vorrangige Schaffung leistungs-fähiger Korridore im Fokus. Qualifi-zierte Brückenprüfungen und Nach-rechnungen sind hierbei wichtige Vor-aussetzungen, damit vor allem bei älteren Brücken die richtigen Entschei-dungen für Neubau oder Erhaltung getroffen werden.




Großbrücken aus vielen unterschied-lichen Bauteilen bestehen.

In den Pausen bestand wiederum Ge-legenheit zum Erfahrungsaustausch zwi-schen den Teilnehmern und zum Besuch der Ausstellungsstände, was auch gut ge-nutzt wurde. Die Räumlichkeiten im Maritim-Hotel erwiesen sich als gera-dezu ideal und die schöne Stadt Fulda als angenehmer Tagungsort.

Der nächste VFIB-Erfahrungs-austausch Bauwerksprüfung nach DIN 1076 wird am 28. September 2017 stattfinden, der Ort ist bisher noch nicht festgelegt.

Der Tagungsband der Veranstaltung in Fulda kann in begrenzter Anzahl zum Preis von 17,– € bei der Geschäftsstelle des VFIB unter [email protected] bestellt werden.

Nachhaltiges Bauen mit Zink durch EPDs

Nachhaltiges Bauen ist das Konzept für eine ressourcenschonende Zukunft – das gilt für einzelne Baustoffe wie für gesamte Gebäude. Denn, so zeigen Zah-len des Bundesumweltministeriums, rund ein Drittel des Ressourcenver-brauchs in Deutschland wird von Ge-bäuden verursacht. Umwelt-Produkt-deklarationen (kurz: EPD, Environmen-tal Product Declaration) sind für die Bewertung der Nachhaltigkeit von Ge-bäuden zentrale Bausteine. Bei der Er-stellung einer EPD wird jedes einzelne Bauteil über den gesamten Lebens-zyklus betrachtet. Energie- und Ressour-ceneinsatz werden ebenso berücksich-tigt wie der Herstellungsprozess, die Nutzung und das Recycling. Eine EPD wird durch unabhängige Dritte geprüft – erst dann ist sie offiziell gültig. In Deutschland wird diese Prüfung vom Institut Bauen und Umwelt e. V. (IBU) vorgenommen. Führende Hersteller von Zinkerzeugnissen haben bereits EPDs

bung und Aufwandsermittlung für Bauwerksprüfungen nach DIN 1076 vor-stellte. Der VFIB hält dieses Thema für besonders wichtig, da eine umfassende und qualifizierte Bauwerksprüfung nur möglich ist, wenn hierfür eine kostende-ckende Vergütung geleistet wird.

Entscheidend ist dabei, dass die gefor-derte Leistung ausreichend genau be-schrieben, die Qualifikation der anbieten-den Bauwerksprüfingenieure geprüft und die erbrachte Leistung kontrolliert wird. Der VFIB will den Bauherren mit den Empfehlungen durch umfangreiche Leis-tungsbeschreibungen und Musterbei-spiele eine Hilfestellung für die Aus-schreibung von einfachen Prüfungen und von Hauptprüfungen geben. Die Empfeh-lungen werden voraussichtlich im Früh-jahr 2016 fertiggestellt und veröffentlicht.

Natürlich standen auch wieder einige fachtechnische Themen aus der Praxis der Bauwerksprüfung auf dem Pro-gramm, so z. B. wie man Schadensbilder bei den verschiedenen Schichten des Korrosionsschutzes nach ZTV-ING be-wertet und wie man diese sachgerecht behandelt. Hier wurde besonders auf die Bedeutung einer ausreichenden Bauüber-wachung hingewiesen, um Schäden beim Aufbringen der Korrosionsschutzschich-ten von vornherein zu vermeiden. Dass Schäden an Bauwerken bei der Bau-werksprüfung manchmal nicht ohne wei-teres zu erkennen sind, zeigte Prof. Dr.-Ing. Robert Hertle an einigen interessan-ten Beispielen in seinem Vortrag über Resultate unzureichender Bauwerksprü-fungen. Bauwerksprüfingenieure stehen hier oftmals vor schwierigen Aufgaben mit hoher Verantwortung, vor allem, wenn hierdurch die Sicherheit der Bau-werke betroffen ist Dies betrifft u. a. auch Holzbrücken, bei denen Schäden oftmals von außen kaum zu erkennen sind. Prof. Dr.-Ing. Jörg Schänzlin erläuterte die hierfür entwickelten Prüfverfahren, aber auch wie durch dauerhafte Konstruktio-nen Schäden vermieden werden können.

Monitoringverfahren können bei sachgerechter Anwendung eine sinn-volle Ergänzung von Bauwerksprüfun-gen sein. Über Möglichkeiten und Gren-zen solcher Verfahren berichtete Prof. Dr.-Ing. Oliver Fischer anhand von prak-tischen Beispielen. Hier gibt es sicher-lich noch Entwicklungspotential. Abge-rundet wurden die Fachvorträge durch Vorträge über Besonderheiten bei der Bauwerksprüfung im Hochbau, wo sys-tematische Bauwerksprüfungen bisher noch nicht die Regel sind, und durch einen Bericht über den Umfang und die Schwierigkeiten bei der Bauwerksprü-fung bei einer Großbrücke am Beispiel der Strelasundbrücke. Hier wurde be-sonders auf die sorgfältige Vorbereitung solcher Prüfungen hingewiesen, da

für ihre Titanzinkprodukte erstellt, die bei zahlreichen Bauanwendungen – zum Beispiel Bedachung, Fassadenbeklei-dung oder Dachentwässerung – zum Einsatz kommen. Auch die EPDs für die Produkte NedZink NATUREL, NedZink NOVA und NedZink NOIR der Ned-Zink GmbH wurden vom IBU geprüft.

Mit der Erstellung einer EPD liefern Unternehmen umfassende Informatio-nen über die Umweltwirkungen ihrer Produkte. Die Angaben beruhen auf der seit 2012 für Bauprodukte und Bauleis-tungen aller Art gültigen europäischen Norm EN 15804. Anders als andere Umweltlabel und Gütesiegel bescheini-gen EPDs keine Umweltverträglichkeit anhand einzelner Kriterien, sondern stellen Daten zur Verfügung, die die Ba-sis für die Nachhaltigkeitsbewertung am Gebäude bilden. EPDs liefern quantita-tiv umfassende Informationen für Pla-ner, Architekten und Auditoren.

Für die Erstellung einer EPD werden in einem mehrmonatigen Prozess Daten erhoben und durch ein unabhängiges Institut geprüft und verifiziert. Der ge-samte Lebenszyklus eines Produkts wird umfassend betrachtet. Dabei sind Um-welt-Produktdeklarationen nicht auf die Baubranche beschränkt, allerdings ha-ben sie in diesem Bereich die größte Be-deutung – besonders durch die eigene europäische Normungsreihe im CEN/TC 350 zum nachhaltigen Bauen. In Deutschland und auch in Europa hat die Baustoffindustrie mit EPDs einen bislang einzigartigen Standard geschaf-fen, der enorme Relevanz in der Praxis erlangt hat und den es so in anderen In-dustriezweigen kein zweites Mal gibt.

Den Unternehmen der Zinkindustrie empfiehlt IBU-Geschäftsführer Dr. Burkhart Lehmann, weitere Deklara-tionen für Zinkprodukte zu erstellen, um die Produktqualität bezüglich der Umweltleistungen darzustellen.

Weitere Informationen unter www. zink.de

Bei der 800 m langen Brücke über dem Zufluss des Bosporus (im Türkischen Haliç) im Herzen von Istanbul kam das Produkt NedZink NOVA zum Einsatz


Persönliches / Rezensionen

Persönliches

Friedrich Wilhelm Bornscheuer gestorben

Professor em. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E. h. Friedrich Wilhelm Bornscheuer ist am 31. Oktober 2015 im Alter von 98 Jah-ren in Stuttgart gestorben.

F. W. Bornscheuer hat sein persön-liches und berufliches Leben ausführlich in dem Buch „Bauingenieure und ihr Werk“ beschrieben (Hrsg. Klaus Stiglat, Ernst & Sohn, 2004, S. 89–96).

Hierin schildert er seine beruflichen Anfänge als Assistent bei Professor Klöppel an der TH Darmstadt, der ihn durch Gutachten für Schadensfälle an die Beulproblematik dünnwandiger Tragwerke heranführte. Nach der Frei-stellung vom Kriegsdienst wegen einer schweren Augenverletzung durch Hand-granatensplitter wurde er an die Rake-tenversuchsanstalt Peenemünde in die Abteilung von Wernher von Braun ab-geordnet. Nach dem Krieg nahm er ein Angebot der Franzosen an, um in der französischen Raketenforschung in Ver-non an der Entwicklung der Vorläufer der Ariane mitzuwirken.

Der Name Bornscheuer wird in der Regel mit dem „Schalenbeulen“ verbun-den; es ist offensichtlich, dass seine spä-teren Forschungen zu diesem Thema in den frühen Tätigkeiten ihren Ursprung genommen haben. Einige werden sich aber auch an die bahnbrechenden Auf-sätze zur Systematik der Wölbkrafttor-sion erinnern, die in Frankreich ent-standen sind. 1949 kehrte er nach Deutschland zurück, arbeitete zunächst bei MAN im Behälter- und Anlagenbau und anschließend im Rohrleitungsbau bei Seibert-Stahlbau, Saarbrücken. Diese reichhaltige Ingenieurpraxis er-klärt, warum F. W. Bornscheuer sich später auch als Hochschullehrer immer mit praxisnahen Themen befasst hat.

1958 wurde Bornscheuer auf den neugegründeten Lehrstuhl für Baustatik und Elastizitätstheorie der TH Stuttgart berufen. Dem später umbenannten Institut für Baustatik der Universität

Stuttgart war auch für lange Zeit das Institut für Modellstatik zugeordnet. Professor Bornscheuers Einsatz für die Lehre war vorbildlich. Er sah seine Auf-gabe in der Vermittlung einer systema-tisch aufgebauten Grundlehre und we-niger in der Weitergabe von vertieftem Detailwissen. Seine Vorlesungen, unter-stützt durch ein Team von engagierten Mitarbeitern, waren im wahrsten Sinne des Wortes hervorragend im gesamten Kanon des Vorlesungsangebotes. Trotz der Schwierigkeit der Thematik seines Fachs war er bei den Studenten hoch angesehen und beliebt. Sein lebendiger Vortragsstil hat dazu erheblich beigetra-gen.

Bereits 1961 hatte Professor Born-scheuer gemeinsam mit Professor Leon-hardt und Dr. Hahn, dem Leiter des Technischen Büros der Firma Züblin, das Recheninstitut für das Bauwesen, das RIB, in Stuttgart gegründet. In die-ser Anfangsperiode des Computerzeit-alters war das ein mutiger Schritt; es wurde eine Erfolgsgeschichte. Er hat das RIB immer unterstützt, aber die The-matik der computerorientierten numeri-schen statischen Berechnungen nicht zu seinem persönlichen Forschungsthema gemacht. Seine eigenen Forschungen be-fassten sich vielmehr mit den Themen, denen er in der Ingenieurpraxis begeg-net ist. Hierzu zählten zunächst die Schweißtechnik und dann vor allem die Stabilität dünnwandiger Tragwerke. Die Arbeiten zur Schalenstabilität waren wegweisend und haben sich in nationa-len und internationalen Regelwerken niedergeschlagen. Dabei war es ihm ein Anliegen, die Vorschriften praxisgerecht zu formulieren und nicht zu überfrach-ten, wie es häufig geschieht. Dieses ist ihm in nachahmenswerter Form gelun-gen.

Bornscheuer hat sich immer als Stahlbauer verstanden und meinte da-mit seine Affinität zu diesem Werkstoff und seine Erfahrungen aus der Praxis. Er selbst schreibt: „Auf dem speziellen Gebiet der Baustatik habe ich nicht mehr selbst geforscht, sondern regte meine Mitarbeiter zu eigenständigen Forschungen an“. So konnten die Assis-tenten ihre Promotionsthemen bei groß-zügiger Förderung selber wählen. Es galt sein Motto „Wer kann, der darf“; wer also das Potenzial zum wissenschaft-lichen Arbeiten hatte, sollte es eigen-ständig nutzen. Er hat den Mitarbeitern mit diesem Vertrauen und einem großen Freiraum viel zugetraut. Das Ergebnis dieser erfolgsorientierten liberalen Füh-rung war dann deutlich sichtbar. Aus der „Bornscheuerschule“ sind viele er-folgreiche Ingenieure in Praxis und Hochschule hervorgegangen. Sein per-sönlicher Stil, in dem er das Institut in

den ersten Jahrzehnten geführt hat, war prägend für die Arbeitsatmosphäre in der Gruppe und wirkt bis heute nach. Sie ist Ansporn für viele von uns.

Friedrich Wilhelm Bornscheuer war eine Persönlichkeit mit großer Ausstrah-lung, die er sich bis ins hohe Alter be-wahren konnte. Er war ein Vorbild für viele seiner Studenten und Doktoran-den, ein Hochschullehrer mit großer Praxisnähe und oft ein väterlicher Rat-geber.

Seiner Frau Elisabeth Bornscheuer und der Familie geben wir die Gewiss-heit mit, dass wir das Wirken von Pro-fessor Bornscheuer in dankbarer Erinne-rung behalten werden. Wir haben ihm viel zu verdanken.

Ekkehard Ramm und Manfred Bischoffehemaliger und jetziger Leiter des

Instituts für Baustatik und Baudynamik der Universität Stuttgart

Rezensionen

Capecchi, D., Ruta, G.: Strength of Ma-terials and Theory of Elasticity in 19th Century Italy. A Brief Account of the History of Mechanics of Solids and Structures. Heidelberg etc.: Springer 2015. 393 S., 50 s/w-Abb. u. 2 Tab., Hardcover, 16 × 24 cmISBN 978-3-319-05523-7 (print); 139,09 €ISBN 978-3-319-05524-4 (eBook); 130,89 €

Vor gut 20 Jahren schlug der Unter-zeichner dem Genueser Bauinge-nieurprofessor Edoardo Benvenuto (1940–1998) ein deutsch-italienisches Forschungsprojekt vor, um die Bezie-hungen der italienischen Schule der mathematischen Elastizitätstheorie zu deutschen Wissenschaftlern vom letzten Viertel des 19. Jahrhunderts bis ins zweite Dezennium des vorigen Jahrhun-


Rezensionen / Dissertationen

derts wissenschaftshistorisch auszu-loten. Leider gelang es der deutschen Seite nicht, hierfür finanzielle Zuwen-dungen einzuwerben.

Die vorliegende Monografie über die italienischen Beiträge zur Grundlegung der Festigkeitslehre und Elastizitäts-theorie im 19. Jahrhundert ist vor kur-zem als 52. Band der von Andreas Öchsner, Lucas F. M. da Silva und Holm Altenbach herausgegebenen Buchreihe „Advanced Structured Mate-rials“ erschienen. Damit schließen die beiden Verfasser vom Dipartimento In-gegneria Strut turale e Geotecnica der „Sapienza – Università di Roma“ eine empfindliche Forschungslücke der His-toriografie, die auch Basis für die Erfor-schung des eingangs erwähnten Themas bilden könnte.

Das Buch besteht aus fünf Kapiteln und einem Anhang, in dem zu jedem Kapitel die umfangreichen Originalzi-tate nachschlagbar sind. Im ersten Kapi-tel (S. 1–81) geht es um die Geschichte der Elastizitätstheorie im 19. Jahrhun-dert. Nach Darstellung der Molekular-hypothese analysieren die Autoren de-ren Verdrängung durch die Kontinuums-hypothese. Es folgt ein Abschnitt über die Grundlegung der Baustatik im letz-ten Drittel des 19. Jahrhunderts mit hochinteressanten Ausführungen über die Beiträge von Maurice Lévy zum Kraftgrößenverfahren in den Jahren 1873 und 1874. Zwar verweisen die Autoren auf den Übergang von der Theorie statisch unbestimmter Fach-werke zur Theorie statisch unbestimm-ter Stabwerke durch Heinrich Müller-Breslau (S. 66), führen ihn aber nicht weiter aus, obwohl der Genannte dem Kraftgrößenverfahren Ende der 1880er-Jahre seine klassische Gestalt verlieh (s. z. B. [1, S. 348–350] u. [2, S. 486–493]). Im letzten Abschnitt des einlei-tenden Kapitels geben die Verfasser ei-nen Überblick der italienischen Beiträge zur Elastizitätstheorie im 19. Jahrhun-dert. Kapitel 2 ist dem wissenschaftli-chen Œuvre von Gabrio Piola (S. 83–121), Kapitel 3 den Mathematikern des Risorgimento (S. 123–177) und Kapi-tel 4 der Theorie statisch unbestimmter Systeme (S. 179–265) gewidmet. Diese Kapitel bilden inhaltlich die Mitte des Buches, weil es dort den Autoren gelun-gen ist, das goldene Zeitalter der Fest-körpermechanik Italiens in der zweiten Hälfte des 19. Jahrhunderts gültig darzu-stellen: In diesem Zusammenhang seien Enrico Betti, Eugenio Beltrami, Luigi Federico Menabrea, Valentino Cerruti und Carlo Albert Castigliano genannt, deren wissenschaftliches Schaffen, nicht nur die weitere Entwicklung der Konti-nuumsmechanik international tief be-einflusste, sondern im Falle von Betti,

Menabrea und Castigliano den Alltag des statisch unbestimmten Rechnens zeitweise prägte (s. z. B. [1, S. 358ff.] u. [2, S. 501ff.]). Das Wissen um die Rezep-tion des Werkes von Menabrea und Castigliano – zuerst in den deutschspra-chigen und später in den angelsächsi-schen Ländern – ist nach wie vor unbe-friedigend. Hier vermag vorliegendes Buch wertvolle Anregungen geben. Aber damit nicht genug. Im Kapitel 5 über die grafische Statik (S. 267–316) stellen die Autoren deren Herausbildung und Etablierung dar und referieren verständ-lich die mathematischen Grundlagen dieser neuen Subdisziplin der Baustatik. Hier findet sich auch ein ausführlicher Abschnitt über den bahnbrechenden Beitrag Luigi Cremonas zur grafischen Statik.

Capecchi und Ruta legen der Fach-öffentlichkeit ein exzellentes Buchwerk vor, das all jenen zu empfehlen ist, die an der Entwicklungsgeschichte der Grundlegung der Baustatik im 19. Jahr-hundert im Allgemeinen und dem Anteil italienischer Forscher im Besonderen in-teressiert sind.

[1] Kurrer, K.-E.: The History of the Theory of Structures. From Arch Analysis to Com-putational Mechanics. Berlin: Ernst & Sohn 2008.

[2] Kurrer, K.-E.: Geschichte der Baustatik. Auf der Suche nach dem Gleichgewicht. Berlin: Ernst & Sohn 2015.

Karl-Eugen Kurrer, Berlin

Dissertationen

Experimentelle und numerische Untersuchungen an Hochleistungs-verbindungen mit Zahnleisten

Dr.-Ing. Jens Tandler(TU Berlin)

Die Verbindung mit Zahnleiste ist für den Lastübertrag im modernen Ver-bundbau zwischen Stahlbauteilen und Konstruktionsbeton entwickelt worden. Die Zahnleiste überträgt sehr hohe kon-zentrierte Tangentialkräfte von Stahl-bauteilen in Stahlbetonplatten. Das heißt, die Verbindung mit Zahnleiste wird eingesetzt, wenn z. B. eine Stahl-strebe in einem sehr flachen Winkel einen sehr großen horizontalen Kraft-anteil in eine horizontale Stahlbeton-platte übertragen muss. Anwendungs-beispiele in der jüngsten Zeit waren die Verankerung von Stahlunterspannun-gen in Stahlbetonplatten bei Brücken-bauwerken. Verbindungen mit Zahn-

leisten bestehen aus einem dicken Stahlblech mit Stahlzähnen, welche sich über Druckkräfte im Konstruk-tionsbeton abstützen.

Bisher lagen nur theoretische Unter-suchungen zum Tragverhalten dieser Verbindung vor. In diesem Forschungs-vorhaben wurden experimentelle und numerische Untersuchungen zur Klä-rung der Traglast und des Last-Verfor-mungsverhaltens durchgeführt. Als ers-ter Schritt wurden experimentelle Unter-suchungen zur Tragfähigkeit der Verzahnung zwischen Beton und Stahl unter verschiedenen Druckfeldwinkeln durchgeführt. Zusammen mit dem eben-falls entwickelten numerischen Modell konnte gezeigt werden, dass die spe-zielle Verzahnung verschieden geneigte Druckfelder mit ungefähr derselben Leistungsfähigkeit abstützt. Der Beton im Verbindungsbereich hat eine ver-gleichbare Tragfähigkeit wie ungestörter Beton. Weiterhin wurde ein Bauteilver-such mit Zahnleistenverbindung entwor-fen und durchgeführt. Damit konnten die Traglast und die Last-Verformungs-eigenschaften für druckgestützte innen-liegende Zahnleistenverbindungen in einer realitätsnahen Einbausituation untersucht werden.

Mit dem ebenfalls entwickelten numerischen Modell wurden die Ver-suchsergebnisse interpretiert. Im Mittel-punkt der interpretativen Überlegungen steht das Verhalten des Betons im quer-dehnungsbehinderten Bereich um die Zahnleiste unter Druckbeanspruchung. Die Entwicklung des numerischen Modells setzte den Fokus insbesondere auf die physikalisch nicht-lineare Model-lierung des Betons mit Hilfe bruchme-chanischer Ansätze unter Druckbean-spruchung. Mit Hilfe des numerischen Modells ist es gelungen, die Rissbildung unter Druckbeanspruchung abzubilden und genauer zu studieren.

Anhand der gewonnenen Erkennt-nisse wurde das Bemessungskonzept ergänzt.

Die vorliegende Arbeit liefert somit die ersten experimentellen Ergebnisse zur Traglast und zum Last-Verformungs-verhalten der Verbindung mit Zahn-leiste. Damit werden die vorher nur theoretisch ermittelten Tragbean-spruchungen erstmals abgesichert. Der vorgeschlagene Bemessungsansatz eignet sich im Gegensatz zu bisherigen Ansätzen auch für längere und schlan-kere Verbindungen mit Zahnleisten, da lokale Spannungsspitzen im Be-reich der Zahnleiste mit betrachtet wer-den.

Bezugsquelle: Shaker-Verlag, 2014, 204 Seiten, € 49,80ISBN 978-3-8440-2480-7


Aktuell

Nominierungen zum Brückenbaupreis 2016

Die Bundesingenieurkammer (BIngK) und der Verband Beratender Ingenieure (VBI) vergeben 2016 zum sechsten Mal den renommierten Deutschen Brücken-baupreis. Eine Jury namhafter Brücken-bauexperten hat aus insgesamt 20 ein-gereichten Wettbewerbsbeiträgen jeweils drei Bauwerke der beiden Wettbewerbs-kategorien „Straßen- und Eisenbahn-brücken“ sowie „Fuß- und Radweg-brücken“ nominiert: je eine Brücke in Thüringen, Schleswig-Holstein, Baden-Württemberg, Brandenburg und zwei Bayerische Projekte.

Aus den hier vorgestellten nominier-ten drei Bauwerken je Kategorie wählt die Jury unter Vorsitz von Prof. Dr.-Ing. Manfred Curbach bei einer zweiten Sit-zung Anfang 2016 die beiden Siegerbrü-cken aus. Bis zur Preisverleihung am 14. März 2016 in Dresden bleiben die Preisträger aber gut gehütetes Geheim-nis der Juroren und Auslober. Die Preis-verleihung am Vorabend des Dresdner Brückenbausymposiums wird wiederum ein großes Fest der Ingenieurbaukunst, zu dem BIngK und VBI erneut mehr als 1 000 Gäste erwarten.

Kategorie „Straßen- und Eisenbahn-brücken“

Grubentalbrücke bei Goldisthal im Thüringer WaldDie Grubentalbrücke (Bild 1) ist Teil der neuen Eisenbahnstrecke Nürnberg–Ber-lin. Sie wurde in der für den Eisenbahn-verkehr nach wie vor innovativen Bau-art als semiintegrale Brücke errichtet. Sie überspannt insgesamt 215 m Länge und weist eine markante Mittelöffnung von 90 m Breite auf. Nur an den Brü-ckenenden sind Bewegungsfugen und Lager vorhanden. Das Bauwerk aus schlankem Überbau, monolithisch ange-schlossenem Sprengwerk-Bogen und dünnen Pfeilerscheiben überquert das Grubental in ca. 35 m Höhe. Mit seiner

unverwechselbaren Gestalt trägt das Bauwerk zur Formenvielfalt im heutigen Eisenbahnbrückenbau bei.

Die als Sondervorschlag der ausfüh-renden Baufirma realisierte Spannbeton-brücke mit zweistegigem Plattenbalken stellt einen gelungenen Beitrag zur Inge-nieurbaukunst dar. In gestalterischer Hinsicht ist die schlanke Kon struktion, die in ihrer Bauform an die große Tradi-tion der Betonbogenbrücken anknüpft und diese weiterentwickelt, hervorra-gend in die Landschaft eingepasst.

Die semiintegrale Bauweise zog einige Besonderheiten bei Planung und Genehmigung nach sich. So mussten beispielsweise zur Bemessung der Dis-kontinuitätsbereiche der Knoten zwi-schen Pfeiler und Überbau bzw. der An-schlüsse der Bogenbeine am Kämpfer umfangreiche räumliche Fachwerk-modelle erarbeitet werden. Zur Umset-zung der innovativen Planung war ne-ben bahninternen Genehmigungen eine Zustimmung im Einzelfall für die ge-samte Brücke erforderlich, zu der unter anderem umfangreiche versuchstechni-sche Nachweise der Funktionsfähigkeit (z. B. Monitoring und dynamische Probebelastung) gefordert wurden.

Der realisierte Sondervorschlag er-wies sich gegenüber der ursprünglich ausgeschriebenen Lösung nach DB-Rah-menplanung Talbrücken sowohl hinsicht-lich der Baukosten als auch bezüglich der perspektivischen Aufwendungen in der Instandhaltung deutlich überlegen. Das ausgeführte Bauwerk besticht durch seine klare Gliederung und die sorgfäl-tige Detailgestaltung. Dank optimaler Abstimmung von Steifigkeit und Schwin-gungsverhalten erfüllt die Grubental-brücke alle bahntechnischen Anforde-rungen. Sie gehört damit zu den innova-tiven Pilotprojekten zur Anwendung der inte gralen bzw. semiintegralen Bauweise von Brücken, die von der DB AG in den vergangenen Jahren realisiert wurden.

Mit ihrem sprengwerkähnlichen Zweigelenkbogen ist die Grubental-brücke die gelungene Weiterentwicklung klassischer Bogenbrücken für den Eisen-bahnhochgeschwindigkeitsverkehr. Sie knüpft an die große Tradition der histo-rischen fugenund lagerlosen Eisen-bahnviadukte an und setzt mit der semi-integralen Bauweise innovative Ent-wurfs- und Bemessungskonzepte im Brückenbau um.

Die Grubentalbrücke verbindet ästhetische Qualität mit kostengünstiger Herstellung und Nachhaltigkeit. Trotz der filigranen Anmutung der für den Eisenbahnhochgeschwindigkeitsverkehr bemessenen Brücke sei das semiinteg-rale Tragwerk mit dem Sprengwerk- Bogen robust und nahezu wartungsfrei, heißt es in der Jurybegründung.

Eisenbahnhochbrücke Rendsburg über den Nord-Ostsee-KanalDie von 1911–1913 gebaute Eisenbahn-hochbrücke Rendsburg (Bild 2) ist eine genietete stählerne Fachwerkbrücke, die mit 140 m Stützweite den Nord-Ostsee-Kanal überspannt. Insgesamt ist das Bauwerk mit den beiden ca. 60 m ho-hen Pylonen knapp 300 m lang. Der ge-samte, einschließlich nördlicher und südlicher Rampenbauwerke fast 2,5 km lange Brückenzug ist eines der bedeu-tendsten Technikdenkmäler Deutsch-lands und Wahrzeichen der Stadt Rendsburg. Die Brücke ist Teil der wich-tigen Eisenbahn-Transitverbindung nach Skandinavien. Als technische Besonder-heit dieses einzigartigen Bauwerks gilt überdies die an Stahlseilen hängende Schwebefähre zur Kanalquerung für Autos und Fußgänger.

Während der ca. 12 Jahre dauernden Bauarbeiten zur Ertüchtigung und Ver-stärkung konnte durch sorgfältige und intensive Planung der Verstärkung der vorhandenen Tragglieder auf den Ein-bau zusätzlicher Bauteile, die das Er-scheinungsbild der Brücke beeinträch-tigt hätten, verzichtet werden. Durch diesen behutsamen Umgang mit der his-torischen Substanz blieb die Gestalt des Bauwerkes vollständig unverändert.

Auch die Konstruktion der Eisen-bahnhochbrücke blieb weitestgehend er-halten. Die Ertüchtigung des Tragwerks erfolgte durch lokale Detailänderungen wie das Verstärken von Fachwerkstäben bis in die Knoten, Vergittern offener Querschnitte zur Erhöhung der Tor-sionssteifigkeit und den Austausch alter Niete durch Passschrauben.

Durch innovative Berechnungsver-fahren, die auch die wirksame Übertra-gung von Reibungskräften beim Lastab-trag berücksichtigen, unterstützt von Versuchen und Messungen am Bau-werk, konnte den einzelnen Bauteilen ein realistischer Lastabtrag zugeordnet und Reserven des gesamten Brücken-bauwerkes mobilisiert werden. Das gilt insbesondere für die gegenüber der ur-sprünglichen Brückenbemessung deut-lich höheren Anfahr- und Bremslasten des modernen Güterverkehrs. Nur da-durch war es den Ingenieuren möglich,

Aktuell

Bild 1. Foto: DB Netze Bild 2. Foto: GMG Ingenieurgesellschaft


Aktuell

die Brücke für die stark gestiegenen Be-anspruchungen zu ertüchtigen.

Durch die fehlende Detailkenntnis des Bauwerkszustandes musste teilweise baubegleitend geplant und sehr kurzfris-tig auf das tatsächliche Schadensausmaß reagiert werden. Infolge des langen Pla-nungs- und Ausführungsprozesses musste die Planung auch sich ändernde Anforderungen des Nutzers berücksich-tigen. Die gesamte Verstärkung- und In-standsetzung wurde unter „rollendem Rad“ mit minimalen Sperrpausen durch-geführt. Auch die Schwebfähre am Ka-nalbauwerk durfte durch die Korros-sionsschutz- und Verstärkungsmaßnah-men nicht in ihrer Nutzung beeinträchtigt werden.

Im Ergebnis konnte die Nutzungs-dauer der historischen Eisenbahnhoch-brücke Rendsburg durch diese Maßnah-men um mehr als 50 Jahre verlängert werden, womit die Gesamtlebensdauer des Bauwerkes auf die für ein Stahltrag-werk außergewöhnlich hohe Lebens-dauer von 150 Jahre steigt.

Die Verstärkung der historischen Eisenbahnhochbrücke Rendsburg wird für den Deutschen Brückenbaupreis no-miniert, weil dank dieser herausragen-den Ingenieurleistung ein historisches Wahrzeichen der Ingenieurbaukunst er-halten und für heutige Verkehrslasten ertüchtigt werden konnte. Möglich wurde dies durch innovative Berech-nungsansätze und Messungen am Bau-werk zur Erschließung stiller Tragfähig-keitsreserven, so die Jury.

Kochertalbrücke im Zuge der A 6 bei Geislingen, Baden-WürttembergDie 1 128 m lange und bis zu 185 m über Talgrund führende Kochertalbrü-cke (Bild 3) im Zuge der Bundesauto-bahn 6 ist nicht nur die höchste Tal-brücke Deutschlands, sondern auch hin-sichtlich ihrer Ästhetik und Dimensionierung ein Meisterwerk. Die Erhaltung dieses bedeutenden Baudenk-mals stellte höchste Anforderungen an die mit der Ertüchtigung befassten Inge-nieure. Durch die Bereitschaft, sich in-tensiv mit den statischen und bautechni-schen Grundlagen der zwischen 1976 und 1979 errichteten Spannbetonbrücke

auseinanderzusetzen und durch gezielte, die Substanz schonende Verstärkungs-maßnahmen, gelang es, den gestiegenen Anforderungen der heutigen Verkehrs-belastung Rechnung zu tragen.

Insbesondere durch die intensive Be-trachtung der Baugeschichte, vor allem der Bauzustände, konnten stille Reser-ven im Tragwerk der Brücke erschlossen und so die Grundlagen für eine Ertüch-tigung geschaffen werden. Dies zeigt, dass Brückenertüchtigung keine Stan-dardaufgabe im Bauingenieurwesen dar-stellt, sondern ein hohes Maß an Kreati-vität, Ideenreichtum und profundem Fachwissen sowie Verantwortungsbe-wusstsein im Umgang mit den Zeugnis-sen der Baukultur erfordert.

Durch eine detaillierte Neuberech-nung aller Bauzustände sowie eine rea-listischere Erfassung der Baustoffeigen-schaften war es unter Berücksichtigung des guten Bauwerkzustands möglich, nicht genutzte Tragreserven in Ansatz zu bringen. So konnten die notwendi-gen Ertüchtigungsmaßnahmen im We-sentlichen auf Verstärkungen der Hohl-kastenstege und der Bodenplatte im Be-reich der Auflager beschränkt werden.

Eine besondere Herausforderung war der Austausch der verschlissenen alten Lager. Sie wurden über Stahllitzen und hydraulische Hebetechnik vom Überbau zum Pfeilerfuß hinabgelassen, die neuen, speziell hergestellten und geneh-migten Lager ebenso hinaufgezogen. Zum Anheben des Überbaus wurden bis zu 28 Pressen mit einer gesamten maxi-malen Hubkraft von 12 480 t eingesetzt.

Alle Instandsetzungs- und Ertüchti-gungsarbeiten mussten in schwindelerre-gender Höhe und bei laufendem Ver-kehr ausgeführt werden. Die eigentliche große Ingenieurleistung aber sind die Neuberechnung und das Sanierungskon-zept. Hier wurde berechnet, was früher nicht berechnet werden konnte und so Reserven für die Ertüchtigung erschlos-sen.

Die Kochertalbrücke wird für den Deutschen Brückenbaupreis 2016 nomi-niert, weil ihre Instandsetzung und Er-tüchtigung vorbildliches Beispiel dafür sind, wie durch innovative und kreative Ingenieurleistung die Nutzbarkeit vor-handener Bausubstanz nachhaltig ver-längert werden kann.

Kategorie Fuß- und Radwegbrücken Leibnizbrücke über den Finowkanal in Eberswalde, BrandenburgDie Fuß- und Radwegbrücke über den Finowkanal (Bild 4) stellt die wichtigste Anbindung für Radfahrer und Fußgän-ger aus dem nördlich des Finowkanals gelegenen Stadtteil Leibnizviertel an die

Innenstadt dar. Die schlanke und ele-gante Konstruktion der Brücke fügt sich harmonisch in die nach einem Wettbe-werb im Jahr 2010 umgestaltete Stadt-promenade in Eberswalde ein. Mit einer lichten Höhe von 2,80 m schafft sie im Vergleich zum Vorgängerbauwerk mehr Durchblicksmöglichkeiten an der Stadt-promenade. Sie krönt diese, ohne sie zu dominieren.

Das Haupttragwerk der Stahlbrücke besteht aus einem Dreifeldträger mit bo-genähnlich gevouteten Untergurten, wo-bei die beiden Seitenfelder Stützweiten von je 13 m aufweisen und das mittlere Feld eine Stützweite von 30 m besitzt. Die Fahrbahn der Fuß- und Radwegbrü-cke ist mit den Füllstäben des Geländers und mit dem Handlauf biegesteif ver-bunden und bildet damit einen Vieren-deelträger. In der Tragwirkung verbin-den sich der bogenartige Dreifeldträger und der Vierendeelträger zu einem hy briden Tragsystem, in das Teile der Brückenausrüstung geschickt integriert wurden.

Die Widerlager sind in Stahlbeton auf bestehenden Fundamentplatten der alten Brücke errichtet. Die Bestands-pfähle inklusive der Pfahlkopfplatten wurden im alten Zustand belassen und komplett wiederverwendet. Die Geome-trie der neuen Widerlagerbauwerke ver-mittelt dabei zwischen den Abmessun-gen des Bestandes und den Anforderun-gen an die neue Brücke. Das sich aus dieser Konstruktion ergebende Erschei-nungsbild der Brücke überzeugt durch harmonische Proportionen. Die in den Handlauf integrierte LED-Lichtlinie be-leuchtet den Geh- und Radweg auf de-zente Weise und unterstreicht so die transparente Wirkung.

Das neue Brückenbauwerk wurde weitgehend im Werk vorgefertigt und in drei Stücken in sehr kurzer Bauzeit ein-gehoben und montiert. Mit der gelunge-nen neuen Brücke wurde ein Entwurf realisiert, der gegenüber der ursprüng-lich vorgesehenen Sanierung auch wirt-schaftlicher war. Durch die Wiederver-wendung der vorhandenen Tiefgrün-dung und die materialsparende, filigrane Bauweise konnten die Baukosten auf 650 0000 € begrenzt werden. Dank der Voruntersuchungen zum Schwingungs-verhalten der Brücke konnte auf den Bild 3. Foto: LAP

Bild 4. Foto: Bernd Hiepe


Aktuell

Einbau von Schwingungstilgern verzich-tet werden. Durch die überwiegend werksmäßige Herstellung weist das Bau-werk eine ausgezeichnete Materialquali-tät auf, die auch auf lange Sicht einen geringen Erhaltungsaufwand erwarten lässt

Die Leibnizbrücke wird für den Deut-schen Brückenbaupreis 2016 nominiert, weil sie gestalterisch und konstruktiv eine überzeugende Ingenieurleistung im innerstädtischen Bereich darstellt. Die Jury würdigt mit der Nominierung den innovativen Ansatz der statisch-kon-struktiven Kombination aus schlankem Stahlüberbau und der mittragenden Ge-länderkonstruktion, die einen vier-endeelartigen Versteifungsträger bildet. Diese Konstruktion ist beispielgebend für materialsparende, filigrane Brücken-bauwerke.

Campusbrücke in WürzburgDie Campusbrücke Würzburg (Bild 5) wird für den Deutschen Brückenbau-preis nominiert, weil sie auf eindrucks-volle Weise zeigt, dass auch robuste Massivbrücken aus Stahlbeton leicht und anmutig gestaltet werden können, bescheinigt die Jury. Das Bauwerk aus zwei Wegbändern mit integrierten Trep-pen, die im Mittelteil zu einer Bogen-konstruktion verschmelzen, verknüpft geschickt die Verkehrsströme zwischen Campus und öffentlichem Nahverkehr.

Bild 5. Foto: Ignacio Linares

Fuß- und Radwegbrücke über die Donau bei DeggendorfDer Steg über die zwei Donauarme ver-bindet Deggendorf rechts der Donau mit den links der Donau liegenden Ortstei-len Fischerdorf und Natternberg (Bild 6). Die Brücke entstand im Zusam-menhang mit der Landesgartenschau 2014. Der Entwurf ging aus einem vor-geschalteten Realisierungswettbewerb als Sieger hervor. Mit 455,5 m Länge ge-hört die Deggendorfer Brücke zu einer der längsten semiintegralen Fußgänger-brücken Europas.

Die Brücke besteht aus einem äußerst filigranen, ständerlosen Fachwerk und bietet durch ihre sowohl in Längs- als auch in Querrichtung veränderliche Geo-metrie dem Benutzer ein wechselndes

Raumerlebnis und dem Betrachter einen „Spannungsbogen“. Die Auflagerung durch fast unsichtbare Stahlrohrfach-werke erzeugt einen Schwebeeffekt. Die-ser Eindruck von Leichtigkeit wird durch die weiße Farbgebung noch verstärkt.

Die Brücke ist ein 6-feldriger Durch-laufträger mit Stützweiten von 55 m bis 106 m über der Schifffahrtsöffnung und einem in der Breite veränderlichen Fachwerktrogquerschnitt. Die Gurte und die Diagonalen des Fachwerks wer-den durch luftdicht verschweißte Hohl-kastenprofile gebildet. Die Fachwerke haben eine über die Brückenlängsrich-tung veränderliche Höhe. Die Lagerung der Brücke erfolgt über Fachwerkschei-ben aus Rohren, die nahezu gelenkig an den Überbau und die Pfeiler angeschlos-sen sind. Durch die V-förmige Ausbil-dung der Fachwerkscheiben in den Ach-sen beidseitig der Schifffahrtsöffnung be-findet sich der Ruhepunkt der Brücke über der Donau.

Für die Auflagerung der Brücke wur-den zwei bestehende Granitpfeiler einer 1890 errichteten Eisenbahnbrücke so-wie drei neue, konisch zulaufende Sicht-betonpfeiler genutzt. Diese massiven Unterbauten ziehen die Aufmerksam-keit des Betrachters auf sich und lassen die filigrane Aufständerung optisch bei-nahe verschwinden. Der Brückenbelag besteht aus Lärchenbohlen mit offenen Fugen, wodurch eine zusätzliche Ent-wässerung nicht erforderlich war. Alle konstruktiven Details sind gestalterisch gut durchgearbeitet und bilden mit dem Tragwerk eine Einheit.

Mit der gewählten Konstruktion konnte der gesteckte Kostenrahmen ein-gehalten werden.

Der Überbau wurde analog zur be-nachbarten Eisenbahnbrücke im Takt-schiebeverfahren eingeschoben. Die Nutzung vorhandener Bestandspfeiler und der Verzicht auf wartungsintensive Lager und Fugen tragen wesentlich zur Nachhaltigkeit der gewählten Konstruk-tion bei.

Die Fuß- und Radwegbrücke über die Donau bei Deggendorf wird für den Deutschen Brückenbaupreis 2016 nomi-niert, weil die scheinbar schwebende Stahlfachwerkkonstruktion einen gelun-

genen Kontrast zur benachbarten Eisen-bahnbrücke bildet. Darüber hinaus wird die mutige Umsetzung in Form einer se-miintegralen Lagerung, die zu einer war-tungsarmen Konstruktion führt, gewür-digt.

Testturm für Aufzüge

In der chinesischen Stadt Kunshan hat KONE, Hersteller von Aufzügen, Roll-treppen und Automatiktüren, einen neuen Testturm für Aufzüge in Betrieb genommen. Mit einer Höhe von 236 m gehört die Anlage, die auf dem Gelände der Forschungs- und Fertigungsstätte KONE Park errichtet worden ist, zu den höchsten Testeinrichtungen der Welt (Bild).

Testturm für Aufzüge in China(Foto: KONE)

Der neue Turm verfügt über zwölf Auf-zugschächte, die beliebig konfiguriert werden können, um Lösungen und Komponenten für High-Rise-Aufzüge zu erproben. Zur Ausstattung gehört auch ein Hochgeschwindigkeitsaufzug, der Besucher mit einer Geschwindigkeit von 10 m/s zu einer Skylobby mit Show-room befördert. Es handelt sich dabei um die erste Doppeldeckeranlage, bei der die innovative Seiltechnik KONE UltraRopeTM zum Einsatz kommt.

Mit dem neuen Testturm soll das En-gagement bei der Entwicklung von Auf-zügen für den Mid- und High-Rise-Be-reich vestärkt werden. Durch die neue, innovative Testanlage will KONE seine Position in einem sich rasch verändern-den Markt weiter ausbauen.

Der neue Turm in Kunshan ist die höchste von acht Einrichtungen, die KONE weltweit für Testzwecke unter-hält. Die längste Testanlage im finni-schen Tytyri reicht hingegen 305 m in die Tiefe. Hier können Aufzüge mit Ge-schwindigkeiten bis zu 17 m/s getestet werden. In der neuen Anlage in Kunshan erreichen Aufzüge „nur“ eine Maximalgeschwindigkeit von 15 m/s.

www.kone.de

Bild 6. Foto: Werner Huthmacher


Termine

38. Stahlbauseminar 2016

Orte und Termine:Neu Ulm, 19. und 20. Februar 2016 Wien, 26. und 27. Februar 2016

Themen: – Feuerverzinken im Brückenbau – Kompaktkurs Verbundbau I: Biege-

träger nach EN 1994-1-1 – Kompaktkurs Verbundbau II: Stützen

nach EN 1994-1-1 – Ausführung geschweißter Stahlbauten

nach EN 1090 – Projektmanagement im Stahlbau: All-

tägliche und wirkungsvolle Tipps, Ihr Projekt nachhaltig zu sabotieren – Und was ich dagegen tun kann!

– Anwendung und Vergleich der Nach-weiskonzepte zum Plattenbeulen nach EN 1993-1-5

– Besonderheiten im Stahlwasserbau anhand des Beispiels der Wehranlage Viereth am Main

– Gurtdickensprung bei geschweißten Biegeträgern – praktische Bemessung hinsichtlich Ermüdung und statischer Tragsicherheit

Auskünfte und Anmeldung:Akademie der Hochschule BiberachMemelstraße 788400 Biberach/RissTel.: 07351/582551Fax: 07351/[email protected]

VDI-Arbeitskreis Technikgeschichte

Ort: Berlin, Deutsches Technikmuseum Trebbiner Straße 9

Veranstalter: VDI-Arbeitskreise Technik-geschichte und Bautechnik, Lehrstuhl für Bautechnikgeschichte und Tragwerks-erhaltung der BTU Cottbus-Senftenberg

Themen und Termine (Auswahl): – Auf den Spuren „curioser gewöhlm“

Balthasar Neumanns, 28. Januar 2016 – Chernobyl – Tchernobyl – Tscherno-

byl: Die gesellschaftlichen Nachwir-kungen des Atomunfalls in West-europa in vergleichender Perspektive, 25. Februar 2016

– Die französische Schule des Brücken-baus und ihre Ausstrahlung (1750–1850), 3. März 2016

– Der Stückgutverkehr zur Versorgung von Berlin, 10. März 2016

– Schiffstheorie im 18. Jahrhundert: Von Newton über Bouguer und Euler bis zu Atwood, 7. April 2016

– Zur Geschichte der Wohnungslüf-tung: Volkskrankheiten durch Schim-melbefall – Grundriss und Bautechnik als Verursacher, 21. April 2016

– Coulombs Erddrucktheorie – Wissen-schaftliche Referenz des werdenden Bauingenieurs, 12. Mai 2016

– Kathedralen, Pyramiden und Hitlers Autobahnen? Ungleichzeitigkeiten beim Autobahnbau im Nationalsozia-lismus, 26. Mai 2016

– Die Eisenhütten im Ural – Pioniere des Bauens mit Eisen im frühen 18. Jahrhundert, 9. Juni 2016

– Theory and practice in eighteenth century building Rome. The rest-oration of St. Peter’s dome between knowledge and experience, 29. Sep-tember 2016

– Die zeichnerische Wiege der Bau statik – Das Analemma Johann Jacob Schüb-lers (1689–1741), 3. November 2016

– Vom Umgang mit Wasser im 18. Jahr-hundert – Wasserspiele und Fontä-nen, 1. Dezember 2016

Beginn jeweils um 17 Uhr 30Teilnahme kostenfrei

Auskünfte:Arbeitskreis Technikgeschichte im VDI-Bezirksverein Berlin-Brandenburg e.V.Dr.-Ing. Karl-Eugen Kurrer [email protected]

IABSE Conference 2016Bridges and Structures Sustainability – Seeking Intelligent Solutions’

Guangzhou, May 8–11, 2016

Topics:Structural Sustainability – Innovative design concepts and

frameworks – Green civil engineering – Sustainability metrics and indices – Quality control, durability, and ro-

bustness

Intelligent Solutions – BIM and BrlM – Structural control and monitoring – Intelligent construction and mainte-

nance technologies – Disaster prevention and resilience

High-Performance Materials – Smart materials – High-performance concrete and

steel – New materials

Challenges in Major Projects – Sea-crossing bridges and tunnels – High-speed railway bridges – High-rises and towers – Large-space structures

Contact:OC IABSE Guangzhou 2016Prof. Ye Xia Department of Bridge EngineeringTongji University1239 Siping RoadShanghai 200092, P.R. [email protected]/fax: +86-21-6598 5130

19th Congress of IABSE Challenges in Design and Construction of an Innovative and Sustainable Built Environment

Stockholm, September 21–23, 2016

Conference topics: – Flexible, human friendly and traffic

efficient structures – Cost efficiency in design and const-

ruction – Contracts and the procurement pro-

cess – Digitalisation as an enabler in the

construction industry – Low-intrusive construction and main-

tenance – Safety of temporary structures – Strengthening and retrofitting of

aging infrastructure – Confidence in implementing innova-

tions – Practical use of multi-criteria decision

making through big data – Structural safety and risk assessment;

systems in different countries – Product Category Rules (PCR) as a

base for Environmental Product De-clarations (EPD)

– General or other Challenges in De-sign and Construction

– Forensic Engineering

Contact:Organising Committee (OC)Chair OC: Mr. Mats KarlssonSwedish Transport Administration [email protected] phone: +46 10 123 69 72, mobile: +46 70 536 66 00

Sekr. OC: Lahja Rydberg ForssbeckSwedish Transport Administration [email protected] phone: +46 10 123 71 89, mobile: +46 70 257 37 41

Deutscher Stahlbautag 2016

Ort und Termin:Würzburg, 6. und 7. Oktober 2016

Auskünfte:bauforumstahl e.V. und Stahlbau Verlags- und Service GmbHwww.bauforumstahl.de

Termine

WISSENSWERTES ZUM KATARIANISCHEN BAU-ARBEITS-MARKT IM ÜBERBLICK:

– erforderliche PapiereFür die Einreise braucht man einenmind. 6 Monate gültigen Reisepass undein Visum. Das Visum wird sehr einfachdirekt bei der Immigration am Flughafenausgestellt. Hier ist es wichtig, dassman eine Kreditkarte bereithält. AndereZahlungsmittel sind nicht gestattet.Um dauerhaft in Katar zu bleiben undeine Arbeitserlaubnis zu bekommen,sind natürlich mehr Papiere erforder-lich.

– praktische Hinweise für Einreiseund AlltagIm Winter ist das Klima deutlichangenehmer als in den Sommer -monaten. Wer häufiger auch draußenunterwegs ist, braucht dringend langeFunktions-Kleidung (Hosen, Ärmel) weilman bei der direkten und intensivenSonneneinstrahlung sehr schnellverbrennt.Bei der Einreise nicht versuchenAlkohol oder Schweinefleisch miteinzuführen!Während des Aufenthalts, besondersin der Sommermonaten, immer aufausreichend Flüssigkeitszufuhr achten.

Arbeiten in …Katar

Fünf Fragen an Dipl.-Ing. Wilhelm Nell,Head of Sales & Senior Sales Specialist TLS, ArcelorMittal Steel Fibres

1. Von den ersten Kontakten in Katar im Jahre 2012 bis zum Auftragfür 3 der 4 in Dohar geplanten U-Bahn-Linien in diesem Jahr,wie schafft man das?Der frühe Kontakt zu möglichst vielen der an den Projekten beteiligtenPersonen war immer sehr wichtig. Es ist nicht unbedingt von Anfang anklar, wer am Ende die Entscheidung trifft und diese ist natürlich von sehrvielen Faktoren abhängig. Zum einen muss die Lösung und das Konzept,welches wir anbieten, wirtschaftlich sein und einen Vorteil aufzeigen;zum anderen muss aber auch die Lösung technisch sehr hochwertig seinund nicht nur der geforderten Leistung genügen, sondern darüber hinausgehen. Der Erfolg stellte sich also ein, als alle Beteiligten (LeiterFertigteil, Einkauf, Projektleiter, Materialprüfer, usw.) mit der Lösungsowohl wirtschaftlich als auch technisch zufrieden waren. Dabei ist esimmer wichtig gewesen, die individuellen Bedürfnisse, Probleme undunterschiedlichen technischen Bedingungen in den Fertigteilwerken zuberücksichtigen und die Lösung darauf abzustimmen.

2. Eine Auslieferung von 1.500 t Stahlfasern im Monat, welcheProbleme bringt das schon allein in Sachen Produktion undLogistik mit sich?Grundsätzlich ist eine regelmäßige Menge und Lieferung von Stahlfasernfür die Produktion besser, als spontan erforderliche, größere Mengen.

Mit den Lieferverträgen für die drei Metro-Linien in Doha kann dieProduktion weit im Voraus über einen Zeitraum von ca. zwei Jahrengut planen, das gilt für den Einkauf des Rohmaterials, für dieLagerhaltung, die eigentliche Produktion und den Versand.

Die Logistik ist hier das größere Problem, weil wir nichtmehr alles selbst in der Hand haben. Bei der Verladung

ist es wichtig, zusammenhängende Ladungen zeitnahund möglichst an einem Tag per LKW zu den Häfen zubekommen, um die Menge mit einer Schiffsladung zuversenden. Die Transitzeit beträgt alleine vier Wochen

von Hafen zu Hafen. Mit den administrativen Aufgabenvergehen gut 5 – 6 Wochen Zeit bis zur Lieferung inDoha. Der Hafen in Doha ist zudem relativ klein unddurch den Boom im Land und die zahlreichen Groß -projekte stark überlaufen. Hier gibt es quasi täglichProbleme, das Material aus dem Hafen heraus zubekommen. Meine Kollegen vor Ort aus den Arcelor-Mittal-Büros in Doha und Dubai helfen dabei und

haben durch lokale Kontakte einen großen Vorteil.Zusätzlich haben wir durch die Büros und Lager vor Ortauch die Möglichkeiten, etwas Material zu lagern und beiBedarf (Verzug im Hafen) dem Kunden kurzfristig per LKWzu liefern.

Dipl.-Ing. Wilhelm Nell, Head of Sales & Senior Sales Specialist

TLS, ArcelorMittal Steel Fibres

„Der deutsche Ingenieur genießtin Katar einen guten Ruf“

Al Fanar – Islamisches Kulturzentrum im Herzen von Doha

Arbeiten_Katar_Arbeiten_in 22.12.15 07:06 Seite 1

Arbeiten in …Katar

3. Was hat es mit der Bedeutung des deutschen Reisepassesfür Ihre Arbeit auf sich?In Katar ist das Gehaltsniveau und die Anerkennung der Qualifikation sehrstark von der Herkunft abhängig. Mit dem „richtigen“ Reisepass stehenalso bestimmte Türen von vorn herein schon etwas weiter offen. Derdeutsche Ingenieur genießt in Katar einen guten Ruf. Die Qualität derAusbildung und der Ingenieurleistung vor Ort wird sehr positiv bewertet.Weiter gestalten sich auch die Einreise und das Visum sehr unkompliziert.

4. Wie hat man sich die Freizeitgestaltung vorzustellen?Katar und auch die Hauptstadt Doha sind keine interessanten, touristi-schen Ziele. Das Angebot ist sehr begrenzt und wird auch nicht unbedingtbeworben. Von vielen Kontakten in Doha ist mir bekannt, dass es bereitsnach wenigen Wochen recht langweilig wird, weil man dann schon allesgesehen hat.In einer knappen Stunde kann man nach Dubai fliegen. Das ist daskomplette Gegenteil. Dubai ist wie Las Vegas. Dort kann man allesbekommen, was es in Doha nicht gibt, und noch mehr. Viele Leute nutzendas Wochenende für einen kurzen Besuch in Dubai. Mit einem günstigenFlug lohnt sich sogar das Einkaufen dort.Meine Tipps für Doha sind das Museum für Islamische Kunst. Architekturund Lage allein sind schon sehenswert), der Souq Waqif (sehr schönerBasar in traditioneller Bauweise), the Corniche (schöne Promenade mitgutem Blick auf die Skyline, besonders nach Sonnenuntergang), West Bayund The Pearl.

5. Ist die Frage nach der Rolle des Bakschisch im Lande eine eherklischeehafte?Tatsächlich gibt es Bakschisch und hin und wieder kommt man auch indie Verlegenheit darauf angesprochen zu werden. Dieses ist allerdings fürArcelorMittal völlig inakzeptabel und ein klares „no go“ für jedeGeschäftsbeziehung. Bei den großen Projekten sind immer Joint Ventureaus internationalen Großunternehmen zusammen vor Ort, mit denen wirverhandeln. Da ist Bakschisch auch nie ein Thema.

AUF EIN WORTDie Arbeit in Doha und in Katar ist schon etwas Besonderes. Hier bin ichnicht nur als Ingenieur gefordert, sondern muss mich mit einer unbekanntenMentalität und Umgebung auseinandersetzen und anfreunden. Dabei war esimmer sehr wichtig, kulturelle und religiöse Gepflogenheiten zu verstehenund zu respektieren.Bei 50 °C im Schatten und nach einem harten Tag in einem Fertigteilwerkdarf man in der Öffentlichkeit keine Flasche Wasser öffnen und trinken,wenn gerade Ramadan ist. Dieses musste ich lernen und noch viele weitereDinge.Klimatisch ist es für mich immer eine Herausforderung. Im Sommer, wenndie Temperaturen sehr hoch sind und dann auch noch eine entsprechende

Typisches Straßenbild in West Bay

Menschenleere Straßen und hohe Häuser stellen dastägliche Stadtbild in Doha dar.

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Luftfeuchtigkeit dazu kommt, wird der Aufenthalt oft sehr anstrengend. Es dauert Tage, um sich andas Klima zu gewöhnen und man muss wirklich darauf achten, ausreichend Flüssigkeit zu sich zunehmen.Was mich immer etwas überrascht, ist der Einbruch der Dunkelheit. Gegen 18:00 wird es dunkel undzwar sehr schnell. Das ist ganz anders als in Europa.Die Arbeit mit allen Beteiligten vor Ort macht immer Spaß. Ein großer Unterschied zu Europa istallerdings, dass sehr oft sehr viele Arbeiter ohne Qualifikation eingesetzt werden. Da das Lohn -niveau recht niedrig ist, wird bei den Arbeitern nicht viel für eine Qualifikation bezahlt, sondern manversucht durch eine höhere Anzahl an Leuten die erforderliche Leistung zu erreichen. Qualifiziert sinddann immer nur die Leute in leitenden Positionen. Dieses führt meiner Meinung nach viel häufiger zuProblemen und könnte besser geregelt sein.

– offene Stellen in welchen BereichenDer Markt in Doha bietet für viele Positionenund Qualifikationen interessante Stellen. Fastalle internationalen Unternehmen sind vor Ortvertretenen und suchen oft mehr Personal. ImBereich Bauwesen werden ständig Bauleiter,Projektleiter, usw. gesucht.Die großen internationalen Ingenieurbürossind alle vor Ort vertreten und suchen auchhäufig entsprechend qualifizierte Leute imBereich Planung, Qualitätskontrolle,Überwachung, usw.

– GehälterDie Gehälter für qualifiziertes Personal mitdem „richtigen Reisepass“ (USA, UK,Deutschland, Frankreich, usw.) sind auf einemhohen Niveau. Was allerdings richtiginteressant wird, ist die Steuerbefreiung,wenn je nach Reglung in den unterschied-lichen Ländern, der Hauptsitz und die Arbeitfür den größten Teil im Jahr vor Ort erbrachtwird. Da gilt dann Brutto wie Netto. Da zumGehalt zusätzlich immer noch ein Extrateil fürWohnen und Lebensunterhalt gezahlt wird,kann der Großteil des Gehaltes gespartwerden. Wichtig bei der Verhandlung ist dieRegelung der Krankenversicherung.

– Steuerns.o.

– interessante Linkshttp://www.auswaertiges-amt.de/DE/Aussenpolitik/Laender/Laenderinfos/01-Nodes_Uebersichtsseiten/Katar_node.htmlhttp://botschaft-katar.de/

Stahlfaserbewehrte Tübbinge für die Metro Doha

Auf dem traditionellen Markt Souq Waqif

Arbeiten_Katar_Arbeiten_in 22.12.15 07:06 Seite 2

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Die Zeitschrift „Stahlbau“ veröffentlicht Beiträge über Stahlbau-, Verbundbau- und Leichtmetallkonstruktionen im gesamten Bauwesen. Die Beiträge beschäftigen sich mit der Planung und Ausführung von Bauten, Berechnungs- und Bemessungsverfahren, der Verbindungstechnik, dem Versuchswesen sowie Forschungsvorhaben und -ergebnissen.

Die in der Zeitschrift veröffentlichten Beiträge sind urheberrechtlich geschützt. Alle Rechte, insbesondere das der Übersetzung in fremde Sprachen, vorbehalten. Kein Teil dieser Zeitschrift darf ohne schrift liche Genehmigung des Verlages in irgendeiner Form – durch Foto kopie, Mikrofilm oder andere Verfahren – reproduziert oder in eine von Maschinen, insbesondere von Datenverarbeitungsanlagen, verwendbare Sprache über-tragen werden. Auch die Rechte der Wiedergabe durch Vortrag, Funk oder Fernsehsen-dung, im Magnetton verfahren oder auf ähnlichem Wege bleiben vorbehalten. Waren-bezeichnungen, Handelsnamen oder Gebrauchsnamen, die in der Zeitschrift veröffentlicht werden, sind nicht als frei im Sinne der Markenschutz- und Warenzeichen-Gesetze zu be-trachten, auch wenn sie nicht eigens als geschützte Bezeichnungen gekennzeichnet sind.

Hinweise für Autoren: www.ernst-und-sohn.de/hinweise_fuer_autoren.

Aktuelle BezugspreiseDie Zeitschrift „Stahlbau“ erscheint mit 12 Ausgaben pro Jahr. Neben „Stahlbau print“ steht „Stahlbau online“ im PDF-Format über den Online-Dienst Wiley Online Library im Abonnement zur Verfügung.

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Stahlbau, ISSN 0038-9145, is published monthly. US mailing agent: SPP, PO Box 437, Emigsville, PA 17318. Pe ri od i cals post age paid at Emigsville PA.

Postmaster: Send all address changes to Stahlbau, John Wiley & Sons Inc., C/O The Sheridan Press, PO Box 465, Hanover, PA 17331.

Wissenschaftlicher Beirat:Prof. Dr.-Ing. Wolfgang Graße, GMG – Ingenieurgesellschaft mbH, DresdenProf. Dr.-Ing. Dipl.-Wirt.-Ing. Martin Mensinger, Technische Universität München, MünchenProf. Dr.-Ing. Richard Stroetmann, Technische Universität Dresden, DresdenProf. Dr.-Ing. Ulrike Kuhlmann, Universität Stuttgart, StuttgartProf. Dipl.-Ing. Jean-Baptiste Schleich, Kockelscheuer, LuxemburgProf. dr hab. inz. Zbigniew Cywinski, Gdansk, PolenProf. Dr.-Ing. Thomas Ummenhofer, Karlsruher Institut für Technologie, KarlsruheProf. Dr.-Ing. Markus Feldmann, RWTH Aachen, Aachen

Impressum

Beilagenhinweis:Ernst und Sohn, 10245 Berlin

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Stahlbau

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Zum Bild: Im Stahl- und Verbundbrückenbau haben sich in den letzten Jahrzehnten Querschnittsausbildungen unter Verwendung von ein- oder mehrzelligen Stahlhohlkästen allgemein durchgesetzt. Um auch die Innenflächen von begehbaren Hohlkästen ausreichend gegen Korrosion zu schützen und eine Prüfung und Unterhaltung der Innen-räume zu ermöglichen, kam hierbei in der Regel ein drei-lagiger Innenanstrich zur Ausführung und es wurden um-fangreiche stationäre oder auch bewegliche Begehungs-einrichtungen installiert.Der Beitrag berichtet über die in jüngster Zeit verstärkten Bemühungen, einerseits neue Querschnittsformen zu entwickeln und andererseits fortschrittliche und auf diese Querschnitte abgestimmte Verfahren zum Innenkorrosions-schutz und zur Begehung von derartigen Brücken einzu-setzen.Das Bild zeigt die Schleusetalbrücke im Montagezustand.

(Foto: Plauen Stahl Technologie)

Vorschau 2/16

Peter WagnerFortschrittliche Verfahren zum Innenkorrosionsschutz und zur Begehung von Brücken mit modernen Hohlkasten-Querschnitten Jochen Raichle, Ulrike KuhlmannRandnahe Kopfbolzen, Ermüdungsverhalten unter Querschub – Ergänzung und Verbesserung bisheriger Regeln Stephan Teich, Jens Otto, Thomas BöscheDas Ottendorfer Viadukt – Entwurf und Ausführung einer außergewöhnlichen StahlbogenbrückeAndreas Keil, Frank SchächnerDie neue Bleichinselbrücke in Heilbronn – Entwurf und Ausführung einer integralen Straßenbrücke in Verbundbauweise Günter Seidl, Martin Hierl, Michael Breu, Martin MensingerSegmentbrücke Greißelbach als Stahlverbundbrücke ohne Abdichtung und AsphaltBernhard Watzl, Jürgen Angerer, Christian WallBau der Weinbergbrücke in Rathenow für die Bundesgartenschau 2015 in DeutschlandEwa Maria Kido, Zbigniew CywinskiThe colours of steel bridges in Japan – principles and examplesCengiz DicleliSchicksal der Freybrücke – ein Baudenkmal wurde entsorgtBoshan Zhang, Weizhen Chen, Jun XuLoad effect and fatigue damage of bridges under combined actions of traffic and wind: a case study

(Änderungen vorbehalten)


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Auf der Suche nach dem GleichgewichtWas wissen Bauingenieure heute über die Herkunft der Baustatik? Wann und welcherart setzte das statische Rechnen im Entwurfsprozess ein? Wir wissen viel über die Hervorbrin-gung und Entfaltung von Bauformen, während die Phasen der Entwicklung von Berechnungsmethoden und -verfahren für die Mehrheit der Bauingenieure unbekannt sind. Das vorlie-gende Buch zeichnet die Entstehung von Statik und Festig-keitslehre als die Entwicklung vom geometrischen Denken der Renaissance über die klassische Mechanik bis hin zur moder-nen Strukturmechanik nach.

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Nachhaltigkeit im Stahlbau


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Der verantwortungsbewusste Umgang mit

Rohstoffen ist der Dreh- und Angelpunkt von

Nachhaltigkeit – für den Stahlbau bedeutet

dies vor allem den ressourcenschonenden

Einsatz durch optimierte Konstruktionen.

Nachhaltigkeit und Ökobilanzierung in der

praktischen Umsetzung; dies fordert und

fördert die Stahl industrie. Verbundforschungs-

vorhaben mit Industrie-Forschungsmitteln

des Stahlbaus (FOSTA) konnten die Nachhal-

tigkeit der Stahlbauweise im Hochbau und

im Brückenbau nachweisen. Für die Anwen-

dungsgebiete dieser Werkstoffe im Geschoss-

bau, bei der Aufstockung von Bestands-

gebäuden, für moderne Gebäudehüllen in

Stahlleichtbauweise u. a. ist Nachhaltig keit

kein leeres Versprechen, vorausgesetzt, Inge-

nieure verfügen über die notwendigen Kennt-

nisse zum werkstoffgerechten Konstruieren

und Bemessen.

Dieses Buch bietet einen umfassenden Überblick

hinsichtlich Nachhaltigkeit und zeigt auf, wie

Stahl mit einem hohen Maß an Nachhaltigkeit

für Gebäude genutzt werden kann. Es konzen-

triert sich auf die Vor- und Nachteile von Stahl

und wie diese Eigenschaften im Rahmen inter-

nationaler Zertifi zierungssysteme eingesetzt

werden können (DGNB, LEED, BREEAM, open-

house etc).

Hrsg.: Ulrike Kuhlmann

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Juni 2016. ca. 288 Seiten.

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