Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter...

11
I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik, Technische Universität Darmstadt Dipl.-Ing. Fernando González Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik, Technische Universität Darmstadt Kurzfassung Die brandschutztechnische Bemessung hat sich im Laufe der letzten Jahrzehnte grundlegend gewandelt. Während die Brandschutznachweise in der Vergangenheit fast ausschließlich auf Grundlage der DIN 4102 geführt wurden, bieten die heutigen Eurocodes in ihren Teilen 1-2 ein erweitertes Spektrum an Nachweismöglichkeiten an. Dies eröffnet dem Tragwerksplaner die Möglichkeit, auch komplexe Systeme hinsichtlich ihrer Standsicherheit im Brandfall zu beurteilen. Grundsätzlich basieren die Bemessungskonzepte des Eurocodes auf den temperaturabhängigen Materialeigen- schaften. Marktübliche Baustähle sind bis heute weitestgehend erforscht und die Ergebnisse stehen in Form von temperaturabhängigen Spannungs-Dehnungsbeziehungen zur Verfügung. Die Hochtemperaturfestigkeitseigen- schaften des Stahls hängen im Wesentlichen von der gewählten Legierung und der durchgeführten Wärme- behandlung (Vergütung) ab. Die im Eurocode 3 angegebenen Materialeigenschaften beschreiben das Verhalten der Baustähle S235, S275, S355, S420 und S460, wobei Wohlfeil (Wohlfeil 2006) aufgezeigt hat, dass sich der höherwertige Baustahl S460 auf Grund seiner veränderten Legierung bzw. Wärmebehandlung schlechter verhält als normativ geregelt. Werden diese Beobachtungen nun auf die Eigenschaften hochfester Schrauben übertragen, kann ein stärkerer Festigkeitsverlust im Hochtemperaturbereich erwartet werden. Der Anhang D der DIN EN 1993-1-2 (DIN EN 1993-1-2 2006) umfasst ein auf temperaturabhängigen Reduktions- faktoren beruhendes Bemessungskonzept, das zur Ermittlung der Schraubentragfähigkeit im Brandfall herange- zogen werden kann. Im Vergleich zu den Abminderungsfaktoren der Fließgrenze üblicher Baustähle, zeigen die Reduktionsfaktoren nach Anhang D wie erwartet einen deutlich stärkeren Festigkeitsabfall. Auf Grundlage dessen ist es überraschend, dass die temperaturabhängigen Reduktionsfaktoren im Anhang D von der verwendeten Schraubenklasse unabhängig sind. Bei hochfesten Schrauben der Klasse 10.9 hat sowohl die chemische Zusammen- setzung, als auch der Vergütungsprozess selbst einen sehr starken Einfluss auf die Hochtemperatureigenschaften. Ein großer Festigkeitsabfall ist daher bei den Schrauben der Klasse 10.9 zu erwarten. Um dies zu klären, wurden sowohl Zugproben als auch Schraubengarnituren der Klasse 10.9 unter Hochtemperatureinfluss untersucht. Die Ergebnisse geben Aufschluss über die Anwendbarkeit der Reduktionsfaktoren bezogen auf die Schraubenklasse 10.9 und beschreiben das Materialverhalten. 1 Stand der Forschung und Technik In den letzten Jahren ist die Beurteilung von Stahlverbindungen im Brandfall immer weiter in den Fokus der Forschung gerückt. Die Versagensvorhersage komplexer Tragwerke im Brandfall wird letztendlich nur möglich werden, wenn die Einzelkomponenten vollständig erforscht sind und das gesamte Wissen zur Beurteilung der Anschlussbereiche zugrunde liegt. Die Anschlussbewertung ist äußerst komplex und noch immer nicht vollständig möglich. Vor diesem Hintergrund wurden in den letzten Jahren verschiedenste Beiträge veröffentlicht, die sich sowohl mit Fahnenblech- als auch mit Kopfplattenanschlüssen befassen [(Heddrich 1990), (Hongxia 2007)]. Forschungsarbeiten zum Verhalten von reinen Schraubengarnituren im Heißzustand sind nur wenige vorhanden.

Transcript of Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter...

Page 1: Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik,

I.1

Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung

Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange

Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik, Technische Universität Darmstadt

Dipl.-Ing. Fernando González

Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik, Technische Universität Darmstadt

Kurzfassung

Die brandschutztechnische Bemessung hat sich im Laufe der letzten Jahrzehnte grundlegend gewandelt. Während die Brandschutznachweise in der Vergangenheit fast ausschließlich auf Grundlage der DIN 4102 geführt wurden, bieten die heutigen Eurocodes in ihren Teilen 1-2 ein erweitertes Spektrum an Nachweismöglichkeiten an. Dies eröffnet dem Tragwerksplaner die Möglichkeit, auch komplexe Systeme hinsichtlich ihrer Standsicherheit im Brandfall zu beurteilen.

Grundsätzlich basieren die Bemessungskonzepte des Eurocodes auf den temperaturabhängigen Materialeigen-schaften. Marktübliche Baustähle sind bis heute weitestgehend erforscht und die Ergebnisse stehen in Form von temperaturabhängigen Spannungs-Dehnungsbeziehungen zur Verfügung. Die Hochtemperaturfestigkeitseigen-schaften des Stahls hängen im Wesentlichen von der gewählten Legierung und der durchgeführten Wärme-behandlung (Vergütung) ab. Die im Eurocode 3 angegebenen Materialeigenschaften beschreiben das Verhalten der Baustähle S235, S275, S355, S420 und S460, wobei Wohlfeil (Wohlfeil 2006) aufgezeigt hat, dass sich der höherwertige Baustahl S460 auf Grund seiner veränderten Legierung bzw. Wärmebehandlung schlechter verhält als normativ geregelt. Werden diese Beobachtungen nun auf die Eigenschaften hochfester Schrauben übertragen, kann ein stärkerer Festigkeitsverlust im Hochtemperaturbereich erwartet werden.

Der Anhang D der DIN EN 1993-1-2 (DIN EN 1993-1-2 2006) umfasst ein auf temperaturabhängigen Reduktions-faktoren beruhendes Bemessungskonzept, das zur Ermittlung der Schraubentragfähigkeit im Brandfall herange-zogen werden kann. Im Vergleich zu den Abminderungsfaktoren der Fließgrenze üblicher Baustähle, zeigen die Reduktionsfaktoren nach Anhang D wie erwartet einen deutlich stärkeren Festigkeitsabfall. Auf Grundlage dessen ist es überraschend, dass die temperaturabhängigen Reduktionsfaktoren im Anhang D von der verwendeten Schraubenklasse unabhängig sind. Bei hochfesten Schrauben der Klasse 10.9 hat sowohl die chemische Zusammen-setzung, als auch der Vergütungsprozess selbst einen sehr starken Einfluss auf die Hochtemperatureigenschaften. Ein großer Festigkeitsabfall ist daher bei den Schrauben der Klasse 10.9 zu erwarten. Um dies zu klären, wurden sowohl Zugproben als auch Schraubengarnituren der Klasse 10.9 unter Hochtemperatureinfluss untersucht. Die Ergebnisse geben Aufschluss über die Anwendbarkeit der Reduktionsfaktoren bezogen auf die Schraubenklasse 10.9 und beschreiben das Materialverhalten.

1 Stand der Forschung und Technik

In den letzten Jahren ist die Beurteilung von Stahlverbindungen im Brandfall immer weiter in den Fokus der Forschung gerückt. Die Versagensvorhersage komplexer Tragwerke im Brandfall wird letztendlich nur möglich werden, wenn die Einzelkomponenten vollständig erforscht sind und das gesamte Wissen zur Beurteilung der Anschlussbereiche zugrunde liegt. Die Anschlussbewertung ist äußerst komplex und noch immer nicht vollständig möglich. Vor diesem Hintergrund wurden in den letzten Jahren verschiedenste Beiträge veröffentlicht, die sich sowohl mit Fahnenblech- als auch mit Kopfplattenanschlüssen befassen [(Heddrich 1990), (Hongxia 2007)]. Forschungsarbeiten zum Verhalten von reinen Schraubengarnituren im Heißzustand sind nur wenige vorhanden.

Page 2: Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik,

2

Kirby (Kirby 1995) und Hu et al. (Hu et al. 2007) führten Versuche an Schrauben der Festigkeitsklasse 8.8 durch, wobei sowohl das reine Material- als auch das Schraubengarniturverhalten untersucht wurde. Weiterreichende Erfahrungen bzw. Versuchsserien an hochfesten Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 sind nicht vorhanden. Der Grund hierfür liegt darin begründet, dass die Schrauben der Klasse 10.9 vom internationalen Standpunkt aus un-üblich sind und daher nicht im Blickpunkt der Forschung liegen. In Deutschland ist der Einsatz dieser Schrauben-klasse gerade bei vorgespannten Kopfplattenverbindungen gängige Praxis. Lediglich Sakumoto (Sakumoto 1993) in Japan hat auf internationaler Ebene Versuche an FR Schrauben durchgeführt und dokumentiert. Die hierbei ermittelte Kaltzugfestigkeit entspricht in etwa der Festigkeit einer Schraube der Klasse 10.9. Im Hochtemperatur-bereich liegen die von Sakumoto dokumentierten Festigkeiten weit von den Ergebnissen der aktuellen Versuchs-serien entfernt, so dass diese Festigkeitswerte nicht verwendet werden können. Die Ursache hierfür können herstellungsbedingte Faktoren sein.

Der British Standard 5950 Part 8 (BS5950-8 2003) ermöglicht, gleichermaßen wie der Eurocode, die Berechnung der Schraubentragfähigkeit im Brandfall, wobei beide Anwendungsdokumente identische Reduktionsfaktoren verwenden. Es ist aber darauf hinzuweisen, dass der Britisch Standard den Anwendungsbereich der Reduktions-faktoren eindeutig auf die Schraubenklasse 8.8 beschränkt.

2 Bemessungskonzept für Schrauben nach dem Eurocode 3

Der explizite Umgang mit Schrauben bzw. Anschlüssen im Brandfall wird im Eurocode nur unzureichend beschrieben. In der Regel ist auf Grund von konstruktiven Normvorgaben kein Standsicherheitsnachweis für Anschlüsse erforderlich, siehe hierzu DIN EN 1993-1-2; 4.2.1(6). Das Regelwerk geht grundsätzlich von der Annahme aus, dass die massigeren Anschlussbereiche bei einem Brandereignis langsamer erwärmt werden, als die übrigen Bereiche. Diese Aussage ist per se richtig, dennoch werden thermische Zwangslasten vollständig außer Acht gelassen. Gerade während der Erwärmungsphase kann es auf Grund von vergleichsweise hohen Materialfestigkeits-werten zu großen Zwangslasten kommen. Das Nachweiskonzept der Schrauben nach dem Eurocode 3 Anhang D ist wie folgt aufgebaut:

Kategorie A: Scher- /Lochleibungsverbindung

fi,M

2M,b

2M

ubvRd,t,v kAfF

γγ

⋅⋅γ

⋅⋅α= Θ

(2.1)

fi,M

2M,b

2M

ub1Rd,t,b ktdfkF

γγ

⋅⋅γ

⋅⋅⋅α⋅= Θ

(2.2)

Kategorie D: Nicht vorgespannte und vorgespannte Schrauben

fi,M

2M,b

2M

sub2Rd,t,ten kAfkF

γγ

⋅⋅γ

⋅⋅= Θ

(2.3)

Die Beiwerte sind der DIN EN 1993-1-8; 3.6 zu entnehmen.

Page 3: Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik,

I.3

Abbildung 2.1: Abminderungsfaktoren nach EC3

Die Gleichungen (2.1) bis (2.3) zeigen, dass lediglich die Kalttragfähigkeit der Schraube um den Quotienten der Teilsicherheitsbeiwerte erweitert und mit dem Abminderungsfaktor kb,Θ multipliziert wird. Die temperatur-abhängigen Reduktionsbeiwerte (kb,Θ) sowie die Abminderungsfaktoren für die effektive Fließgrenze üblicher Bau-stähle sind in Abbildung 2.1 grafisch dargestellt. Der Festigkeitsabfall nimmt, wie eingangs erläutert, jedoch mit zunehmender Werkstoffqualität deutlich zu.

3 Zugversuche an Probekörpern der Festigkeitsklasse 10.9 unter Temperatureinfluss

3.1 Grundlagen

Wie bereits beschrieben, gibt es für das Verhalten von Schraubengarnituren der Festigkeitsklasse 10.9 bei erhöhten Temperaturen keine verwertbaren Erkenntnisse. Auf Grund dessen wurden umfangreiche Versuchsreihen an Zugproben und Schraubengarnituren der Festigkeitsklasse 10.9 durchgeführt.

Hochtemperaturversuchsergebnisse hängen, wie bereits in verschiedenen Veröffentlichungen beschrieben, sehr stark von dem gewählten Prüfverfahren ab, so dass bei gleichem Material unterschiedliche Spannungs- Dehnungs-beziehungen generiert werden können. Eine genaue Beschreibung und Begründung des Versuchsablaufs ist daher unerlässlich. Anderberg hat in (Anderberg 1986) unterschiedliche Hochtemperaturtestmethoden beschrieben und erläutert (siehe Abbildung 3.1). Während eines Brandes wird das Material in der Regel einer kontinuierlichen Temperaturerhöhung unterworfen, was einem instationären Versuchsverlauf entsprechen würde. Auf den ersten Blick liefert somit der instationäre Versuchsablauf, auch „transient state test“ genannt, die realistischeren Versuchs-ergebnisse. Es sei aber angemerkt, dass die Aufheizgeschwindigkeit einen nicht zu vernachlässigenden Einfluss auf das Testergebnis hat. Im Grunde schreibt das europäische Regelwerk die Einheitstemperaturzeitkurve (ETK) als Brandbeanspruchung vor, dennoch kann die Aufheizgeschwindigkeit eines Bauteils damit nicht gleichgesetzt werden. Entsprechend der örtlichen Bauteilabmessung bzw. Dämmung kann die Erwärmung gegenüber der ETK sehr stark verzögert sein, zumal eine durch die Einheitstemperaturzeitkurve hervorgerufene Erwärmung nicht der Realität eines Naturbrandes entspricht. Auf Grundlage dessen fällt es schwer, eine explizite Aufheizgeschwindigkeit für die instationären Versuche vorzugeben. In der Literatur werden Aufheizgeschwindigkeiten zwischen 5 und 50°C/min dokumentiert, wobei die Ergebnisse zwischen den Extremwerten zum Teil erheblich voneinander abweichen.

Page 4: Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik,

4

.T = const

ε = const

STEADY STATE TESTS

RESTRAINT FORCES FAILURE TEMPERATURE Total deformation

TRANSIENT STATE TESTS

RELAXATION CREEP

.

STEADY STATE TESTS

STRESS-STRAIN RELATIONSHIPStress rate controlled

STRESS-STRAIN RELATIONSHIPStrain rate controlled

σ = const

T = const

ε = const .σ = const

Abbildung 3.1: Testmethoden nach (Anderberg 1986)

Wird im Gegensatz dazu der stationäre Versuchsablauf näher betrachtet, so wird die beschriebene Aufheiz-problematik entschärft, da die Temperatur hierbei konstant gehalten wird. Der Versuch selbst wird weggesteuert durchgeführt, wobei die Dehngeschwindigkeit zum bestimmenden Parameter wird. Bei hohen Dehn-geschwindigkeiten kommt es mikroskopisch zu Versteifungseffekten im Material, woraus sich höhere aufnehmbare Spannungen ergeben. Bei kleinen Dehngeschwindigkeiten hingegen spielt dieser Effekt keine Rolle und die gemessenen Spannungen fallen geringer aus. Werden die Dehngeschwindigkeiten jedoch zu gering gewählt, so steigt der Kriecheinfluss stark an.

),T,t(),T()T( crthGesamt σε+σε+ε=ε σ (3.1)

Ein direkter Ergebnisvergleich der beiden Testmethoden ist nicht möglich. Bei den instationären Zugversuchen setzt sich die Verformung aus drei Anteilen, wie in Gleichung (3.1) dargestellt, zusammen, wobei die thermische Dehnung (εth(T)) leicht eliminiert werden kann. Die spannungsabhängige Dehnung (εσ(T,σ)) bzw. die Kriech-dehnung (εcr(t,T,σ)) kann bei dieser Versuchsform nicht isoliert werden. Bei den stationären Versuchen tritt die thermische Dehnung als Komponente nicht auf, da der Versuch erst nach einer abgeschlossenen Durchwärmung gestartet wird. Zusätzlich tritt auf Grund der vergleichsweise kurzen Versuchsdauer nahezu kein Kriecheffekt auf, so dass auch dieser Anteil in der Gleichung (3.1) vernachlässigt werden kann. Um die Ergebnisse der stationären und instationären Versuche vergleichen zu können, werden zusätzliche Kriechversuche zwingend erforderlich. Da auf Grund der beschriebenen Vor- und Nachteile keine Testmethode favorisiert werden kann, wurden sowohl stationäre als auch instationäre Methoden untersucht und die Resultate gegenübergestellt. Das Ziel bestand darin, realistische Ergebnisse zu generieren, die beiden Verfahren genügen. Die in Abbildung 3.1 grau hinterlegten Versuchsmethoden wurden an Probekörpern durchgeführt.

Page 5: Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik,

I.5

3.2 Versuchsaufbau und Durchführung

Die untersuchten Proben wurden aus M16 Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 hergestellt. Der Schrauben-durchmesser von 16 mm wurde für die Probenherstellung bewusst gewählt, da die Festigkeit über den Schrauben-querschnitt homogen sein musste. Bei größeren Durchmessern besteht durch den Vergütungsprozess die Gefahr, dass die Materialeigenschaften der Kern- und Randbereiche unterschiedlich sind. Eine homogene Festigkeits-verteilung ist aber auf Grund der gewählten Probengeometrie zwingend notwendig. Die DIN EN ISO 898-1 (DIN EN ISO 898-1 2007) begegnet diesem Sachverhalt durch die Forderung, dass die Durchmesserverringerung zur Her-stellung der Probe 25% nicht überschreiten darf. Dies gilt für Schrauben ab einem Durchmesser von 16 mm. Die Probenform wurde in Übereinstimmung mit der DIN EN 10002 Teil 5 und der DIN EN ISO 898-1 hergestellt (Abbildung 3.2). Die Abbildung 3.3 zeigt eine eingebaute Probe im geöffneten Versuchsstand. Der Wegaufnehmer, der eine maximale Verformung von ±3 mm aufnehmen kann, wurde hierbei über ein Federblech an der Probe fixiert. Die Anfangsmesslänge betrug 15 mm. Der verwendete Ofen verfügt über drei unabhängig steuerbare Heiz-elemente und drei Temperaturmessfühler, die über die Höhe der Probe verteilt waren.

Abbildung 3.2: Probenform [mm] Abbildung 3.3: Versuchsstand

Für den stationären Zugversuch („steady state test“) wurde die Probe bis auf die Zieltemperatur erwärmt und für ca. 30 min bei gleich bleibender Temperatur durchwärmt. Die im Anschluss aufgebrachte Dehnrate wurde mit 0,001 min-1 festgelegt. Nach einer Probendehnung von 2% wurde die Dehngeschwindigkeit bis zum Probenversagen auf 0,025 min-1 erhöht. Die gewählten Dehnraten entsprechen den Vorgaben der DIN EN 10002 Teil 5 (DIN EN 10002-5 1992). Die Versuchsergebnisse können direkt in einer Spannungs-Dehnungskurve dargestellt werden. Der Kriechversuch ähnelt vom Versuchsablauf der oben beschriebenen Vorgehensweise. Nach der Probendurchwärmung wurde eine über die Versuchsdauer konstante Kraft aufgebracht. Die auftretenden Dehnungen können als Kriech-kurve in einem Zeit-Dehnungsdiagramm dargestellt werden. Der Kriechversuch selbst wurde nach einer Dauer von 30 Minuten abgebrochen, da weiter Kriechverformungen für die Praxis der Brandbemessung irrelevant sind.

Bei den instationären Versuchen wurden die Probekörper bei Raumtemperatur belastet, wobei die aufgebrachte Last über die Dauer des Versuchs konstant gehalten werden musste. Im Anschluss an die Belastung wurde die Probe mit einer Aufheizgeschwindigkeit von 10K/min erwärmt. Zur Überwachung der Probentemperatur wurde auf der Oberfläche ein Thermoelement (Typ K) angebracht und der Stahltemperaturverlauf aufgezeichnet. Die in-stationären Versuchsergebnisse können in einer Temperatur-Dehnungskurve dargestellt werden.

Wegaufnehmer Probe

Temperatur-messfühler

Page 6: Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik,

6

3.3 Versuchsergebnisse

In Abbildung 3.4 sind die Spannungs-Dehnungsbeziehungen der stationären Zugversuche bis zu einer Dehnung von 2% dargestellt. Ab einer Stahltemperatur von ca. 300°C ist ein signifikanter Festigkeitsabfall sichtbar. Noch deut-licher ist dieser Effekt in Abbildung 3.5 zu erkennen. Oberhalb von 700°C beträgt der Festigkeitsquotient fθ / f20°C bei einer 2%-igen Dehnung nur noch 5%. Zur Ermittlung der Zugfestigkeit muss die Dehngeschwindigkeit der Probe zwischen 0,02 und 0,2 min-1 liegen. Gewählt wurde eine Geschwindigkeit von 0,025 min-1. Die Geschwindigkeits-zunahme führt gerade bei hohen Temperaturen zu einer starken Verfestigung des Materials. Die Verfestigung ist ein bekanntes Phänomen, ungewöhnlich ist jedoch die verhältnismäßig hohe Spannungszunahme unter den ver-schiedenen Temperaturniveaus. Wird die Spannungs-Dehnungsbeziehung bei 600°C näher betrachtet, fällt auf, dass die gemessene Zugfestigkeit um 70% höher liegt als die gemessene Spannung bei einer 2%-igen Dehnung. In Abbildung 3.5 wird dieser Sachverhalt durch den großen Abstand der Kurven (a) und (b) deutlich. Die Ergebnisse von Kirby in (Kirby 1995) zeigen diesbezüglich ein anderes Bild, da die Verfestigung dort keinen extremen Zuwachs aufweist. Die Dehngeschwindigkeit wurde in (Kirby 1995) erst nach einer Dehnung von 5% gesteigert, wobei das Spannungsmaximum bereits in diesem Bereich auftrat und eine weitere Verfestigung nicht beobachtet wurde. Wird zusätzlich die aus den instationären Versuchen generierte Spannungs-Dehnungsbeziehung betrachtet, so kann auch hier keine sprunghafte Zugfestigkeitssteigerung erkannt werden. Bei der instationären Versuchsform kommt es auf Grund der gewählten Temperatursteigerung per se zu einer Dehnratensteigerung und daher zu einem stetigen Spannungs-Dehnungsverlauf. Dies ist natürlich bei den stationären Versuchen nicht der Fall. Hohe Temperaturen und langsame Dehnraten können dazu führen, dass die Kriechrate des Materials die gewählte Dehnrate der Zug-prüfmaschine übersteigt. Dies führt zu einem frühzeitigen Abflachen der Spannungs-Dehnungskurve und somit zu einer Unterschätzung der maximal aufnehmbaren Spannung im Brandfall. Dies erklärt auch den starken Spannungsanstieg nach einer Geschwindigkeitszunahme. Die gemessenen Zugfestigkeiten können trotz der starken Dehnratenabhängigkeit als korrekt angenommen werden. Es ist aber sehr bemerkenswert, dass die Zugfestigkeits-verhältnisse (a) sich mit den Reduktionsfaktoren aus dem Eurocode 3 Teil 1-2 Anhang D (c) gut decken. Werden hingegen die Spannungsverhältnisse bei 2% Dehnung (b) mit den Reduktionsfaktoren aus dem Eurocode ver-glichen, so ist ein deutlicher Unterschied zu erkennen. Dieser ist aber wie beschreiben auf die langsame Dehn- und die starke Kriechrate zurückzuführen.

Abbildung 3.4: Spannungs-Dehnungskurve aus stationären und instationären Versuchen

εcr

Page 7: Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik,

I.7

In Abbildung 3.4 sind zusätzlich die Ergebnisse der instationären Versuche punktuell dargestellt. Bei einer Temperatur von 200°C sind die stationären bzw. instationären Versuchsergebnisse weitestgehend identisch, da das Hochtemperaturkriechen keine Rolle spielt. Bei höheren Temperaturen sind Kriecheffekte nicht vernachlässigbar. Die horizontale Differenz zwischen den instationären uns stationären Ergebnissen entspricht ungefähr der Kriech-dehnung (siehe Abbildung 3.4). Diese Dehnungsdifferenz konnte anhand der durchgeführten Kriechversuche bestätigt werden. Die ermittelten Spannungs-Dehnungsbeziehungen eröffnen nun die Möglichkeit, Anschlüsse im Brandfall numerisch zu untersuchen. Dabei kann die Schraube als Feder modelliert werden, wobei die Federanteile der VDI 2230 (VDI2230 2003) zu entnehmen sind

Abbildung 3.5: Reduktionsfaktoren

4 Hochtemperaturzug- und Abscherversuche an Schraubengarnituren der Festigkeitsklasse 10.9

4.1 Versuchsaufbau und Durchführung

Für die Hochtemperaturversuche wurden feuerverzinkte M20 Schraubengarnituren der Klasse 10.9 unter ver-schiedenen Belastungsszenarien untersucht. Auf Grund der Ofengeometrie musste eine Zugvorrichtung aus Nimonic 80A entsprechend den zur Verfügung stehenden Abmessungen entworfen und hergestellt werden. Das verwendete Material ist hochwarmfest und basiert auf einer NiCr- Legierung. Die Schraubengarnitur selbst konnte, wie in Abbildung 4.1 dargestellt, über eine seitliche Fräsung in die Zugvorrichtung eingeführt werden. Dieses Vorgehen hatte jedoch eine unsymmetrische Lasteinleitung im Kopf- und Mutterbereich zur Folge. Für die Versuchsdurch-führung war aber eine rotationssymmetrische Belastung der Kopf- und Mutterbereiche zwingend notwendig. Daher wurde die umlaufende Lasteinleitung über einen passgenau hergestellten Einschub (Abbildung 4.2) sichergestellt.

Page 8: Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik,

8

Die Hochtemperaturzugversuche wurden stationär durchgeführt. Zur Kontrolle der Schraubentemperatur wurden zwei Messfühler (Typ K) an Mutter- und Schraubenschaftoberfläche befestigt. Die Schraubentemperatur konnte somit ausreichend genau bestimmt werden. Eine gleichmäßige Temperaturverteilung zwischen Mutter- und Schaftoberfläche konnte nicht erreicht werden, da der Schaft einer direkten Wärmestrahlung ausgesetzt war. Als maximale Temperaturdifferenz wurden ~5°K gemessen. Nach der abgeschlossenen Schraubentemperierung wurde die Belastung weggesteuert aufgebracht, wobei eine genaue Dehngeschwindigkeit nicht angegeben werden konnte. Die Traversengeschwindigkeit wurde so gewählt, dass die Spannungszunahmegeschwindigkeit im Gewindebereich ungefähr den Vorgaben aus der Norm entsprach.

Für die Abscherversuche wurde eine Zuggabel, wie sie in Abbildung 4.3 dargestellt ist, verwendet. Zur Bestimmung der Schraubentemperatur wurde senkrecht zur Schraubenachse ein Kanal in die Abschervorrichtung gebohrt und dort die Oberflächentemperatur der Schraube bestimmt. Die Versuchsdurchführung entspricht den zuvor be-schriebenen Zugversuchen.

Abb. 4.1: Zugvorrichtung Abb. 4.2: Einschub Abb. 4.3: Abschervorrichtung

4.2 Versuchsergebnisse

Die Ergebnisse der Zug- und Abscherversuche sind in Abbildung 3.5 dargestellt. Werden die Verhältniswerte der Schraubengarniturzugversuche (d) sowie die Probenfestigkeitsverhältnisse bei einer Dehnung von 2% (b) betrachtet, so fällt auf, dass ab 450°C die Schraubengarnituren höhere Festigkeitswerte aufweisen als die Proben bei einer Dehnung von 2%. Weiterhin zeigt sich, dass der Kurvenabstand (b) und (d) mit steigender Temperatur zunimmt. Der Grund hierfür liegt an einem temperaturabhängigen Rp0,2 / Rm Verhältnis, das mit steigender Temperatur abfällt. Das Grundphänomen ist auch bei Raumtemperatur zu beobachten. Werden die Rp0,2 / Rm Ver-hältnisse für Stähle mit unterschiedlichen Zugfestigkeiten gegenübergestellt, so fällt mit abnehmender Zugfestigkeit dieser Wert ab. Übertragen auf die Spannungs-Dehnungsbeziehung bedeutet dies, dass die Zugfestigkeit im Verhältnis zur Dehngrenze zunimmt. Es bleibt dennoch festzuhalten, dass sich die ermittelten Zugfestigkeits-verhältnisse an Schraubengarnituren (d) bei hohen Temperaturen unterhalb der Normwerte (c) bewegen. Grund-sätzlich ist der starke Festigkeitsabfall bei hochfesten Schrauben auf den Vergütungsprozess zurückzuführen, da dieser im Kaltzustand für die Festigkeitssteigerung verantwortlich ist. Werden die Temperaturen aus dem Ver-gütungsprozess durch eine Brandeinwirkung überschritten, so geht die Vergütungswirkung verloren. Abbildung 3.5 zeigt einen starken Festigkeitsabfall zwischen 450 und 500°C, da hier die Anlasstemperatur der Schraubengarnitur überschritten wurde. Dennoch ist es auf den ersten Blick verwunderlich, dass die Schraubengarnituren einen stärkeren Festigkeitsabfall aufweisen als die Zugfestigkeitsverhältnisse der Probekörper. Der Grund hierfür liegt in der Feuerverzinkung der Schraube. Zink wird ab ~419°C flüssig und ist selbst bei Temperaturen unterhalb der Schmelztemperatur sehr diffusionsfähig. Das diffusionsfähige Zink lagert sich an den Korngrenzen an und bildet

Page 9: Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik,

I.9

dort eine Fe-Zn Phase mit herabgesetzten Werkstoffzähigkeiten. In Kombination mit einer Zugspannung führt dies zu einem spröden interkristallinen Riss. Da ausreichend Zink an der Oberfläche vorhanden ist läuft weiteres Material an die Rissspitze nach und begünstigt den Rissfortschritt, der schließlich zu einem Bauteilversagen führt. Dieser Vorgang wird als flüssigmetallinduzierte Rissbildung bzw. LMIE (liquid metal induced embrittlement) bezeichnet. Die Abbildung 4.4 zeigt den Rissverlauf einer Schraube die bei 600°C getestet wurde. Die Aufnahmen wurden mit einem Rasterelektronenmikroskop durchgeführt. Der interkristalline Riss ist in der Vergrößerung der Rissspitze (Abbildung 4.5) deutlich zu erkennen. Zur Charakterisierung der Elementzusammensetzung wurde eine EDX Analyse (Energy Dispersive X-Ray Analysis) über den gesamten Rissverlauf durchgeführt. Hierbei wurde Zink als Element eindeutig nachgewiesen und der Beweis für LMIE erbracht. Somit ist die Diskrepanz der Kurven (a) und (d) in Abbildung 3.5 klar zu erklären.

Abbildung 4.4: LMIE – bei 600°C Abbildung 4.5: Vergrößerung von Punkt 1

Interessant ist ebenfalls das Abscherverhalten der Schrauben, da die erreichten Abscherfestigkeitsverhältnisse (e) über den Schraubenzugfestigkeitsverhältnissen (d) liegen. Grundsätzlich wurde erwartet, dass der Festigkeitsabfall der Abscherversuche und der Zugversuchen identisch verläuft. Dieses Verhalten wird auch durch die einheitlich gewählten Reduktionsbeiwerte des Eurocodes suggeriert. Bei genauer Betrachtung der Gleichung (2.1) fällt auf, dass anstelle der Abscherfestigkeit, die Schraubenzugfestigkeit (fub) zu berücksichtigen ist. Im Eurocode wird dies über den Faktor αv korrigiert, der das Verhältnis der Abscherfestigkeit zur Zugfestigkeit beschreibt. Dieses Vorgehen ist unter anderem auf Knobloch (Knobloch 1987) zurückzuführen. Knobloch zeigte anhand von Versuchsreihen, dass der αv- Faktor mit zunehmender Zugfestigkeit sinkt. In der DIN EN 1993-1-8 (DIN EN 1993-1-8 2005) wird für die Schrauben der Klasse 4.6, 5.6 und 8.8 daher ein αv- Faktor von 0,6 und für die Schrauben der Klasse 10.9 ein αv- Faktor von 0,5 angegeben. Werden nun aus den untersuchten Versuchsreihen die Verhältnisse aus Abscher-festigkeit zur Zugfestigkeit gebildet, so zeigt sich der in Abbildung 4.4 dargestellte Verlauf. Wie bei den Versuchen von Knobloch nimmt der αv– Faktor aufgrund niedrigerer Materialfestigkeiten bei hohen Temperaturen zu.

Für die Bemessungssituation bedeutet dies, dass die Anwendung der Reduktionsbeiwerte nach dem Eurocode 3 Anhang D für die Schrauben der Klasse 10.9 zu Ergebnissen auf der unsicheren Seite führt. Eine Anpassung der Norm für Schrauben mit hohen Festigkeiten ist daher erforderlich. Der Abschernachweis hingegen verhält sich nach dem normativen Nachweiskonzept stark konservativ, da lediglich die Reduktionsbeiwerte bezogen auf die Schraubenfestigkeit verwendet werden. Hier ist die Anwendung eines temperaturabhängigen αv- Faktors sinnvoll.

1

Page 10: Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik,

10

Abbildung 4.5: αv bei hohen Temperaturen

5 Zusammenfassung und Ausblick

Die durchgeführten Versuchsreihen an Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 zeigten eine starke Temperatur-sensitivität. Die erzielten Schraubenzugfestigkeiten lagen ab 450°C stets unterhalb der Eurocodevorgaben. Eine Anpassung der Norm für hochfeste Schrauben ist daher erforderlich. Grundsätzlich kann LMIE für dieses Verhalten verantwortlich gemacht werden, da die diffusionsfähigen Zinkatome die Werkstoffzähigkeit an den Korngrenzen stark herabsetzt. Das Abscherverhalten erwies sich als wenig kritisch, wobei das genaue Verhalten im Eurocode nicht erfasst wird. Dies kann über einen temperaturabhängigen αv– Faktor leicht korrigiert werden. Die ent-wickelten Spannungs-Dehnungsbeziehungen ermöglichen weiterhin eine exakte mechanische Beschreibung der Schraube im Hochtemperaturbereich.

6 Literatur

(Wohlfeil 2006) Wohlfeil, Ninja: „ Werkstoffgesetze von S460 unter Brandeinwirkung und nach der Abkühlung“, Doktor-arbeit, Heft 77 – Technische Universität Darmstadt, 2006

(Heddrich 1990) Heddrich, Rolf: „Untersuchungen zum Trag- und Verformungsverhalten von Schraubenverbindungen bei feuerwiderstandsfähigen Verbundprofil-Konstruktionen unter Brandeinwirkung“, Doktorarbeit D17, Technischen Universität Darmstadt, 1990

(Hongxia 2007) Hongxia Yu, I.W. Burgess & J.B. Davison: “Experimental investigation of the behaviour of fin plate connections in fire”, Proceedings of the 3rd International Conference on Steel and Composite Structures (ICSCS07) Manchester, Taylor and Francis, 2007

(Kirby 1995) “The behaviour of high-strength grade 8.8 bolts in fire”, J. Construct. Steel Research 33, Elsevier Science Limited, 1995

0,50

0,65

0,80

0,95

0 200 400 600 800 1000 1200Zugfestigkeit [N/mm²]

αv

Page 11: Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter … · I.1 Hochfeste feuerverzinkte Schrauben unter Brandeinwirkung Prof. Dr.-Ing. Jörg Lange Institut für Stahlbau und Werkstoffmechanik,

I.11

(Hu 2007) Hu Y, J.B. Davison & I.W. Burgess; “Comparative study of the behaviour of BS 4190 and BS EN ISO 4014 bolts in fire”, Proceedings of the 3rd international conference on steel and composite structures (ICSCS07) Manchester, Taylor and Francis, 2007

(Sakumoto 1993) Sakumoto Y.: “Test of fire resistant bolts and joints”, Journal of Structural Engineering Vol. 119 No. 11, ASCE Publication, 1993

(DIN EN 1993-1-2 2006) DIN EN 1993-1-2: “Eurocode 3: Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten, Teil 1-2 Allgemeine Regeln – Tragwerksbemessung für den Brandfall”, Beuth Verlag, 2006

(BS5950-8 2003) BS 5950-8: “British Standard: Structural use of steel work in building – Part 8: Code of practice for fire resistant design”, British Standards Institution, 2003

(Anderberg 1986) Anderberg, Yngve: “Modelling Steel Behaviour”, Report LUTCDG/(TVBB-3028), Lund Institute of Technology, 1986

(DIN EN 10002-5 1992) DIN EN 10002-5: “Metallische Werkstoffe Zugversuch Teil 5: Prüfverfahren bei erhöhter Temperatur”, Beuth Verlag, 1992

(DIN EN ISO 898-1 2007) DIN EN ISO 898-1: “Mechanische Eigenschaften von Verbindungselementen aus Kohlenstoffstahl und legiertem Stahl- Teil 1: Schrauben ”, Beuth Verlag, 2007

(VDI2230 2003) VDI 2230: “Systematische Berechnung hochbeanspruchter Schraubenverbindungen Zylindrische Einschraub-verbindungen”, Beuth Verlag, 2003

(Knobloch 1987) Knobloch, M.: “Tragfähigkeit und Tragverhalten stahlbauüblicher Schrauben unter reiner Scherbean-spruchung und unter kombinierter Scher-Zugbeanspruchung”, Fachbericht aus dem Fachbereich Bauwesen 41, Universität –Gesamthochschule Essen, 1987

(DIN EN 1993-1-8 2005) DIN EN 1993-1-8: “Eurocode 3: Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten, Teil 1-8 Bemessung von Anschlüssen ”, Beuth Verlag, 2005