Schaden an einem Rauchgasrohr (Liner) eines 195m hohen Schornsteins

1. Veranlassung

Der Kamin des Blocks 3 des Kraftwerks xxx in yyy, besteht aus einem Stahlbetonkamin und einem Stahlliner als Rauchgasrohr. Der Liner hat eine lange Geschichte hinter sich, die allerdings lehrreich ist:

  • Zunächst wurde er original mit sehr weichen Federn an die Bühnen gekoppelt. Die Federn waren vermutlich so weich eingestellt, um das Atmen, also die Durchmesseränderung bei Temperaturwechsel, nicht zu behindern.Die führte allerdings dazu, dass der Liner starke Schwingungsbewegungen machte und immer wieder an die Bühnen anstieß.
  • Im Rahmen einer ersten Sanierung wurde von mir der Vorschlag gemacht, die sich widersprechenden Funktionen: Atmen und gleichzeitige steife Halterung mit Hilfe einer speziellen Hydraulik zu ermöglichen. Dies wurde durch ein hydraulisches System erreicht, dessen Prinzip in Bild 1 dargestellt ist. In Realiter wurden in 3 Richtungen Abstützungen vorgesehen. Man erkennt an der Prinzipskizze, wenn man sich eine symmetrische oder antimetrische Kolbenverschiebung vorstellt, dass ein symmetrisches Ausdehnen oder eine Längenänderung des Liners infolge Temperatur nicht behindert wird, wohl aber seitliche, d.h. asymmetrische Verschiebungen. Solche Lagerungen lassen sich auch mit mechanischen Halterungen erreichen.

    Bild 1: Zwischenzeitliche Abstützung des Liners durch ein hydraulisches System (Prinzipskizze)
    Die Ankopplungen wurden seinerzeit mit Hilfe der damals üblichen Böenberechnung bemessen, d.h. unter Ansatz von 3 Böenstößen in Resonanz mit dem Bauwerk.
  • Während der starken Stürme im Januar, Februar 1990 sind die Ankopplungen an den Kaminschaft zu einem Großteil zerstört worden. Das Kraftwerk xxx bat mich um eine Untersuchung der Schadensursachen, die Entwicklung eines Sanierungskonzeptes und die überschlägliche konstruktive Ausgestaltung der Maßnahmen. Es zeigte sich, dass der seinerzeitige Ansatz der Böenwirkung die Wirklichkeit ergeblich unterschätzte, wie Vergleiche mit modernen Verfahren zeigen.

2. Ermittlung der Schadensursachen

2.1 Allgemeines

Schadensursachen können in der Art der Einwirkungen auf das Bauwerk oder in der konstruktive Ausbildung, bzw. deren Realisierung begründet sein. Im folgenden werden die drei möglichen Ursachenbereichen untersucht.

2.2 Einwirkungen und dynamische Antwort

Im Sanierungsvorschlag aus dem Jahre 1985 wurden die dynamischen Einwirkungen infolge Wind mit Hilfe eines deterministischen Konzeptes erfaßt. Dieses Konzept beschreibt die Windeinwirkung als einen Stoß mit einem Kraft-Zeitgesetz, das aus einer Viertelsinuswelle besteht, deren Maximalwert über eine undefinierte Zeit gehalten wird. Mit Hilfe derartiger Kraft-Zeitgesetze wurden die Bölereaktionsfaktoren (dynamische Vergrößerungsfaktoren) der seinerzeit gültigen Normen bestimmt. Beim Ansatz der Böenstöße wurde davon ausgegangen, daß 3 Böen phasenrichtig hintereinander im Abstand von ca. 8 sec auf das Bauwerk treffen. Die Böenentwicklungsdauer wurde mit 1 sec bzw. mit 2 sec angesetzt. Die sich hierbei für die Koppelstäbe ergebenden Kräfte sind in Tabelle 1 in Zeile 1 angegeben. Sie entsprechend weitgehend den seinerzeit ermittelten Kräften. Die Einwirkung des natürlichen Windes ist jedoch kein deterministischer, sondern ein stochastischer Prozeß. Die Windgeschwindigkeiten sind über Zeit und Ort zufällig verteilt. Zur Erfassung der Auswirkungen dieses zufälligen Geschehens auf das Schwingungsverhalten des in Rede stehenden Kamins wurde von einer Zufallsschwingungstheorie ausgegangen. Hiermit können Mittelwerte und Standardabweichungen und Überschreitungswahrscheinlichkeiten der Systemantworten unter stochastischen Einwirkungen bestimmt werden. Die hiermit ermittelten Systembeanspruchungen - insbesondere die Koppelkräfte des starr angekoppelten Systems - sind in Tabelle 1 in Zeile 2 angegeben. Die Kräfte und später auch die Verschiebungen sind aus den rechnerisch ermittelten Varianzen, bzw. Standardabweichungen der betrachteten Systemantworten ermittelt worden. Nach der Zufallsschwingungstheorie bestimmen sich die Systemantwortgrößen hieraus durch Multiplikation der Standardabweichungen mit einem sog. Peakfaktor, der sich aus dem Mittelwert der Extremwerte in einem bestimmten Zeitintervall ergibt. Der Peakfaktor ergab sich bei den hier untersuchten Einwirkungen durchweg etwa zu 4,0. Die zugehörige Überschreitungswahrscheinlichkeit der angegebenen Systemantwortgröße beträgt hierbei etwa 3*10^-5

Tabelle 1 : Vergleich der Koppelkräfte unter deterministischem und stochastischem Lastansatz

Das zugrundegelegte System ist in Bild 2 dargestellt. Der Stahlbeton-Schaft wird durch die linke Linie dargestellt, der innere Liner durch die rechte blaue Linie. Jeweils auf Bühnenebene wird die Kopplung mit den geplanten Konstruktionen, bestehend aus Dämpfer und Federn ausgeführt. Die Kopplung ist hier skizzenhaft lediglich durch einen Federstab, definierter Steifigkeit dargestellt. Der unterste Koppelstab auf Level 23,5m koppelt den Liner starr an den Stahlbeton-Schaft.

Bild 2: Zugrundegelegtes dynamisches System der schwingenden Konstruktion

Bei der Ermittlung der Systemeinwirkungen unter zufälliger Einwirkung des Windes wurde von einem Windleistungsspektrum nach Davenport ausgegangen /5/. Beim Vergleich der ermittelten Beanspruchungen ist zu erkennen, daß die unter wirklichkeitsnaher Voraussetzung ermittelten Koppelkräfte erheblich größer sind, als die unter Voraussetzung deterministischer Einwirkung ermittelten. Dies deckt sich mit neueren Erkenntnissen, die sich in zum Teil erheblich größeren BÜereaktionsfaktoren für auskragenden Systeme mit großen Eigenschwingzeiten (wie Kamine) niederschlagen. Allerdings muss hierbei der unterscheidliche Bezug beachtet werden: Die alten Böenreaktionsfaktoren waren auf die höhere Böengeschwindiugkeiten bezogen, sie waren also geringer als die heutigen, die auf den niedrigeren, mittleren Wind, bezogen sind. In der vorlaufenden Sanierung wurde wegen der Unsicherheit der deterministischen Windlastansätze für die Bemessung nicht von der maximalen Koppelkraft von 71.1 kN sondern (aufgerundet) von 100 kN ausgegangen. Verglichen mit den Ergebnissen nach der Zufallsschwingungstheorie zeigt sich, daß auch dieser aufgerundete Wert für die Koppelkraft (für die die Konstruktion bemessen wurde) immer noch etwa halb so groß ist wie die maximal auftretende Koppelkraft. Hierdurch ist der der Bemessung zugrundegelegte Sicherheitsbeiwert von vollständig aufgezehrt. Eine weitere Einwirkung, die allerdings ohne Windkanalversuche nicht genauer beurteilt werden kann, ergibt sich durch mögliche sog. buffeting-Erregung des Kamins infolge ablösender Wirbelballen vom Kamin Block 4, bei etwa westlichen Windrichtungen. Dies könnte eine Ursache dafür sein, daß der Kamin Block 4 kaum Schwingungserscheinungen zeigt, er liegt im noch ungestörten Luftstrom. Zur Erfassung dieses Effektes wurde in der stochastischen Berechnung mit der relativ großen Standardabweichung von gerechnet. Eigene Messungen in Gelände mit etwa gleicher Rauhigkeit zeigen, daß dieser Wert auf sicherer Seite liegt /6/.

2.3 Konstruktive Ausbildung und Realisierung

Zusätzlich zu den wesentlich höheren Beanspruchungen der Struktur, bedingt durch den stochastischen Windprozess, ist als weitere Schadensursache die konstruktive Ausbildung der Augenstäbe an den Enden der Koppelstäbe zu nennen. Die Augenstabbleche mit einer Dicke von t=8mm weisen eine etwa doppelt so große freie Anschlußlänge aus, wie in den Skizzen (S. 17,18 - dort aber nicht vermaßt!) zum Sanierungsvorschlag angegeben. Durch die große Anschlußlänge sind die Augenstabbleche knickgefährdet. Bei Voraussetzung starrer Einspannung in das Quadratrohr ergibt sich die Knicklänge näherungsweise als der doppelte Wert der Entfernung Bolzenachse - Quadratrohrstirnseite. Bei Nachrechnung dere vorliegenden Abstützkonstruktion gemäß Gelbdruck zur Norm DIN 18800 Teil2 ergibt eine Sicherheit von 1,0, wenn eine Belastung vorausgesetzt wird, die der seinerzeit angesetzten Last (mit dem dreimaligen Böenstoß) entspricht. Dasa kritische Teil sind die Lochbleche, die die Last das Hohlprofils ion den Lagerbolzen abtragen.

2.4 Zusammenfassung

Die Untersuchungen haben ergeben, daß im wesentlichen zwei Ursachen für den eingetretenen Schaden verantwortlich sind. Eine wesentliche Ursache liegt darin, daß die Üblicherweise angesetzten deterministischen Beschreibungen des Windes zu erheblich geringeren Beanspruchungen gerade bei Strukturen mit sehr niedrigen Eigenschwingzeiten führen, als der tatsächlich einwirkende stochastische Prozeß. In welchem Maße buffeting-Erregung durch ablösende Böenballen vom Kamin Block 4 (bei etwa westlichen Winden) zu weiteren Erregungen fÜhren, kann ohne Windkanalversuche nicht abgeschätzt werden. In den durchgeführten Berechnungen wurde dem Einfluß durch höhere Varianzen (als bei ähnlichen Starkwindlagen und Geländerauhigkeiten gemessenen wurden) des zugrundegelegten stochastischen Windprozesses Rechnung getragen.
Eine zweite Ursache liegt in der AusfÜhrung der Augenstabbleche der Koppelstäbe; durch die große freie Länge dieser Bleche wird die Knicksicherheit reduziert.

3 Sanierungsvorschlag

3.1 Allgemeines

Wie die durchgeführten dynamischen Berechnungen zeigen, treten infolge des turbulenten Windes relativ große Beanspruchungen der Koppelstäbe auf. Da diese Koppelkräfte mittelbar in Stahlbetonschale des Schaftes eingeleitet werden müssen, wird im Rahmen der Sanierungsberechnungen versucht, die Kräfte zu reduzieren. Hierzu bieten sich verschiedene Lösungsmöglichkeiten an. Diese werden nach Durchführung entsprechender Berechnungen diskutiert.
Wesentliche Voraussetzung bei der Auswahl der Sanierungskonzeption bestand in der Vorgabe, alle Sanierungen in Höhe der vorhandenen Bühnen durchführen zu können. Um einen aufwendigen Umbau der Bühnen zu vermeiden, dürfen auftretende Schwingungen keine größere Amplitude als 5 cm aufweisen, da sie ansonsten die Bühnenkonstruktion berühren würden. Zweite Voraussetzung war die möglichst weitgehende Wartungsfreiheit der Konstruktion.

3.2 Ankopplung über Zusatzdämpfer

Eine häufig praktizierte Vorgehensweise liegt in der Bedämpfung der auftretenden Schwingungen. Hierbei wird die zugeführte Energie durch geeignet dimensionierte Dämpfer dissipiert, also vernichtet. Die Schwingungsamplituden werden dabei stark reduziert. Zur Vernichtung der Energie müssen jedoch Relativbewegungen zwischen dem Dämpfer und der Konstruktion vorhanden sein, damit der Dämpfer arbeiten kann. Als Relativbewegung wird hier die Bewegung zwischen dem Stahlliner und dem Stahlbetonschaft ausgenutzt.
Als Zusatzdämpfer kommen alle Arten der auf dem Markt angebotenen Dämpfer in Frage, allerdings ist die Frage nach dem konstruktiven Aufwand für die Einbindung der Dämpfer je nach System unterschiedlich zu beantworten. In Tabelle 2 sind die wesentlichen Ergebnisse zufallsdynamischer Berechnungen angegeben. Hierbei wurde im Modell in jeden Koppelstab ein Dämpfungselement engefügt. Zur Ermittlung der optimalen Dämpfung wurde verschiedene Dämpfungsparameterkombinationen untersucht.

Tabelle 2: Dynamische Beanspruchung der Koppelglieder bei Zusatzdämpfung

.
Es zeigt sich, daß bei Einschaltung von Dämpfungselementen mit D=800 kN sec/m für alle Koppelstäbe eine sehr gute Beruhigung des Systems erreicht wird. Dies ist zum Teil darauf zurückzuführen, daß viskosen Koppelelemente ohne parallele Federn angeordnet wurden, so daß sich Stoßbeanspruchungen mit niedriger Geschwindigkeit auf den Stahlbetonschaft dem Liner kaum mitteilen können. Allerdings hat diese Lösung den Nachteil, daß der Liner nicht in seiner Lage fixiert ist, so daß zusätzliche Endanschläge vorgesehen werden müssten. Darüberhinaus treten relativ große Schwingungsamplituden auf, die in Anbetracht der vorhandenen Podeste nicht tragbar sind.

3.3 Ankopplung über Federn und Zusatzdämpfer

Um die Nachteile der schwimmenden Lagerung des Stahlliners zu beseitigen, wurde nach einer konstruktiv möglichst einfachen Lösung gesucht, bei der mit Hilfe von Federn und parallel geschalteten Dämpfern eine weitgehende Zentrierung des Liners im Ruhezustand erzwungen wird. Eigenentwicklungen sind sehr aufwendig, so daß im folgenden industriell gefertigten Elemente gesucht wurden.
Als geeignete Lösung für das hier vorliegende Problem erwiesen sich Federelemente der Fa. Ringfeder. Die Vorteile sind im folgenden kurz dargestellt:

  • temperaturunabhängige lineare Kennlinie
  • keine altersbedingte Veränderung der Kennlinie, wie bei Hydrauliksystemen
  • hohe parallele Dämpfungskapazität über Reibung der konischen Federringe
  • Wirksamkeit auch bei Bruch einzelner Federringe
  • Begrenzung des max. Federweges durch Blockung
  • wirksam sowohl für Zug- als auch für Druckbeanspruchung.
  • Der relativ einfache Aufbau des Ringfederelementes sorgt für weitestgehende Störungsfreiheit.

Durch die Begrenzung des maximalen Federweges auf ca. 50 mm wird ein Anschlagen des schwingenden Liners an die Podest vermieden. Da es sich bei den Ringfederrelementen nicht um viskose Dämpfer handelt, das verwendete Rechenprogramm aber viskose Einzeldämpfer voraussetzt, müssen die Dämpfungswerte umgerechnet werden. Hierbei wird von der Voraussetzung ausgegangen, daß die Dämpfungsarbeit des realen Elementes gleich der Dämpfungsarbeit des im Programm verwendeten viskosen Dämpfers ist. Die Dämpfungsarbeit, d.h. der dissipative Anteil an der gesamt geleisteten Arbeit beträgt ca. 66%. Die Federarbeit des Typs 16 beträgt W=5650J = 5.65 kNm. Die Dämpfungsarbeit ergibt sich damit zu D=0.66 x 5.65=3.77 kNm. Da die Werte für eine einsinnige Belastungsrichtung angegeben sind, verdoppelt sich der Wert für eine volle Periode, es ergibt sich: .
Diese Dämpfungsarbeit muß gleich sein der Dämpfungsarbeit eines viskosen Dämpfers. Das System schwingt weitestgehend in der Grundeigenfrequenz von ca. f=0.25 Hz. Dies entspricht einer Kreisfrequenz von . Die Dämpfungsarbeit eines viskosen Dämpfers beträgt je Periode:

Für die Schwingungsamplitude wird der maximale Federweg (s=51mm) eingesetzt, da auch hierfür die Federarbeit bestimmt ist. Durch Gleichsetzen der Federarbeiten und Auflösen nach der viskosen Dämpferkonstante c folgt: .
Die Steifigkeit der Feder ergibt sich näherungsweise aus der Differenz der maximalen Federkraft und der Federvorspannung dividiert durch den Federweg. Da vorgesehen ist, die derzeitig vorhandene, einseitige Ankopplung des Liners zu verdoppeln, d.h. je Richtung zwei gleich ausgebildete tangentiale Abstützungen einzusetzen (vgl. Bild 3), verdoppeln sich im dynamischen Modell die entsprechenden Kennwerte für die Koppelfedern und die Dämpfungswerte. Zusätzlich wurde der Fall untersucht, daß die Federsteifigkeit geringer ist. Bei den Ringfederelementen wird dies durch zusätzliche Federringe erzielt, die Blocklast der Feder bleibt die gleiche. Bedingt durch den größeren Weg verändern sich die äquivalenten Dämpfungswerte. Es wurde der Fall einer Vergrößerung des Federweges auf 65mm (ca. 0.8 der Ausgangsfedersteifigkeit) bzw. auf 102 mm (0.5 der Ausgangsfedersteifigkeit) untersucht. Die Untersuchungen dienen auch der Untersuchung der Empfindlichkeit der gewählten Lösung in Bezug auf ungewollte Änderungen der Systemparameter.
In Tabelle 3 sind für unterschiedliche Parameter die maximalen Koppelkräfte und die Verschiebungsamplituden angegeben, die zwischen dem Stahlliner und dem Stahlbetonschaft auftreten. Die Verschiebungen dürfen nicht größer sein als 5cm, da ansonsten ein Anschlagen der Konstruktion an die Podeste stattfindet, bzw. die Federn in Block gehen, wodurch die Voraussetzungen der Rechnung nicht mehr zutreffen. Die Kräfte und Verschiebungen wurden mit Hilfe des Rechenprogramms für die stochastische Windeinwirkung ermittelt.

Tabelle 3: Koppelkräfte bei Einsatz von Ringfeder-Elementen, frequenzabhängige Dämpfung
.
Wegen der Unsicherheit bei der Festlegung von Dämpfungswerten wird weiterhin der Fall betrachtet, daß die Dämpfung des Ringfederelementes frequenzunabhängig ist. Bei Voraussetzung des gleichen Elementes wie oben angegeben, ergibt sich die Dämpfungskonstante dann wie folgt:

Parallel wird auch hier der zweite Fall mit doppelt so weicher Feder mit angepaßten Dämpfungswerten untersucht. Die Ergebnisse sind in Tabelle 4 dargestellt.

Tabelle 4: Koppelkräfte bei Verwendung von Ringfedern, frequenzunabhängige Dämpfung

.
Man erkennt, daß die Koppelkräfte von den Dämpferwerten nicht sehr stark beeinflusst werden, entscheidend ist die Größe der Federsteifigkeit. Dies entspricht der Erkenntnis, daß sich bei stoßartigen Vorgängen Dämpfer nur untergeordnet auswirken. Insgesamt ändern sich die Ergebnisse nur geringfügig bei Änderung der Systemparameter.

3.4 Ermüdungsuntersuchung

Die Ermüdungsbewertung wurde in Anlehnung an die zu der Zeit gültigen Kranbahnnorm DIN 15018 und DIN 4132 durchgeführt. Die hier ermittelten Schnittkräfte und Verformungen stellen Maximalwerte dar, die zu extremen Windereignissen gehören. Diese treten aber nur sehr selten auf, so daß die Lastwechselzahlen unter hohen Beanspruchungen gering bleiben. Die Varianz der auf das Bauwerk einwirkenden Windböen wird im wesentlichen durch das Stundenmittel der Windgeschwindigkeit und der Bodenrauhigkeit gemäß

bestimmt. Für wurde der (ungünstige) Wert 0.015 zugrundegelegt. Das Kollektiv der Windgeschwindigkeiten lässt sich aus dem Vorentwurf der DIN 1055/T4 näherungsweise ermitteln. Dort ist das Windgeschwindigkeitskollektiv der über 5 sec gemittelten Nennböengeschwindigkeiten angegeben. Das Kollektiv gibt an, wie viele Windböen in 50 Jahren größer sind als der bezogene Wert . Geht man von einem Mittelungsintervall von 5 sec aus, so kann man die 720 größten Böen zu einer (extremen) Sturmstunde zusammenfassen und aus ihnen die mittlere Windgeschwindigkeit berechnen. Dieser Rechenwert ist größer als ein tatsächlich meßbarer, da die 720 größten Böen in 50 Jahren nicht in einer Stunde konzentriert auftreten werden. Zu Bestimmung der Stundenmittel wird das Böenkollektiv polygonal approximiert und über 7 Bereiche ausgewertet sowie die zugehörige Standardabweichung als und die Varianz als ermittelt. Dasa Ergebnis ist in Tabelle 5 angegeben.

Tabelle 5: Kollektiv der Stundenmittel der Windgeschwindigkeit

In Bild 3 ist die Verteilung der Standardabweichung über der Zeit in logarithmischem Maßstab aufgetragen:

Bild 3: Kollektiv der einwirkenden Varianz der Windgeschwindigkeit

Man erkennt, daß die Varianz des einwirkenden Böenprozesses unterlinear über der logarithmischen Zeitachse ist. Die Varianzen der Systemantworten, also insbesondere die hier interessierenden Koppelkräfte, sind bei linearen Systemen proportional zur Varianz des einwirkenden Prozesses. Auch der Beanspruchungsprozeß läßt sich also durch ein unterlineares Kollektiv beschreiben. Das Dauer- und Zeitfestigkeitsverhalten einer Konstruktion mit abfallender Kollektivform ist erheblich günstiger als ein Kollektiv mit konstanter Kollektivform, die dem klassischen Einstufen-Wöhlerversuch entspricht. In /2,3/ sind allgemeine Hinweise hierzu gegeben, in /4/ sind praxisnah verwertbare Kollektivformen untersucht und die Ergebnisse für praktische Berechnungen aufbereitet. Aus den Ergebnissen folgt, dass bei Kollektivformen der o.a. Art die mittlere Lebensdauer erheblich ansteigt. Bei annähernd linearen Kollektivverläufen wird in /4/ vorgeschlagen, einen Beanspruchungserhöhungsfaktor zwischen 2.8 und 4.8 zu wählen. Für Bemessungen wird ein Faktor von 3.0 vorgeschlagen. Da im vorliegenden Fall unterlineare Kollektive vorliegen, erscheint es vertretbar den Erhöhungsfaktor auf 4.0 anzuheben. Die Bemessung gegen Ermüdung kann damit in Anlehnung an DIN 15018 oder DIN 4132 wie folgt durchgeführt werden:

  1. Ermittlung der maximalen Oberspannungen
  2. Entnahme der zulässigen Betriebsfestigkeitsspannungen für das Beanspruchungsverhältnis und der Beanspruchungsgruppe B6 (Wöhler-Kollektiv) (z.B. aus Tabelle 3 der DIN 4132. Die dort angegebenen, zulässigen Spannungen entsprechen den ertragbaren Spannungen bei 90% Überlebenswahrscheinlichkeit, bei einer Sicherheit von .
  3. Ermittlung der zulässigen Betriebsfestigkeitsspannungen für das Windkollektiv durch Multiplikation der zulässigen Spannungen nach b) mit dem Faktor 4. Für die Kerbfallgruppe K4 ergibt sich also eine zulässige Spannung von . Bereits für die Kerbgruppe K3 ergibt sich eine zulässige Betriebsfestigkeitsspannung von , ein Wert, der über den zulässigen Spannungen des Stahls St37 liegt. Ein Betriebsfestigkeitsnachweis muß bei einem St37 also nur für den Kerbfall K4 geführt werden.

3.5 Konstruktive Durchbildung

Die Bemessung der Haltekonstruktion soll für alle 3 Bühnen gleich ausgeführt werden. Aus diesem Grunde wird als einwirkende Belastung die maximale Koppelkraft für die Dämpfung mit dem Ringfeder-Element zugrundegelegt. Dies ergibt sich nach Tabelle 4 für die mittlere Ankopplung zu P=160 kN. Die Ankopplung soll im Gegensatz zur vorher ausgeführten Lösung mit Hilfe zweier Koppelstäbe je Richtung vorgenommen werden (Bild 2). Je Koppelstab ergibt sich damit eine maximale Koppelkraft von P=160/2=80 kN. Diese Kraft ist der Bemessung eines Anschlussstabes zugrundezulegen. Das vorgesehene Ringfederelement muß den folgenden Vorgaben entsprechen:

Zug- Druck Federelement

  • maximale Federkraft: F= 200 kN
  • Federweg: s= 50 mm
  • Federarbeit: W= 5650 J.

In Bild 4 rechts ist eine Prinzipskizze des Ringfeder-Elementes dargestellt, BIld 4 links zeigt ein aufgeschnittenes Modell. Man erkennt, dass bei der Ringfeder konische Ringelemente in Kontakt aufeinander sitzen, was bei Bewegung infolge Dehnung zu hohen Dämpfungen führt. Die Federwirkung wird durch das Aufeinanderschieben der sich dehnenden - d.h. im Umfang vergrößernden - Ringelemente und sich dadurch im Umfang vergrößernden, Einzelelemente erreicht. Durch Vorspannung der Federelemente (über die im Schnitt angedeutete Mutter) im Federtopf, ist es möglich, auch Zugkräfte - bis zur Höhe der Vorspannkraft - zu übertragen.

optisch geöffnetes Modell Schnitt durch den Federtopf

Bild 4: Zug-Druck Ringfederelement

Die Anbindung des Elementes wird mit Hilfe von 2 Ösen auf einer Seite des Federtopfes und einer Zug-Druckstange auf der anderen Seite vorgenommen. Die Verbindung der Zugstange mit dem Pendelstab wird von der Fa. Ringfeder konstruktiv ausgebildet. Bei längeren Lieferzeiten des Ringfederelementes sollte das Element zunächst durch ein starres Zwischenstück ersetzt werden. Es wird empfohlen, einige zusätzliche Ringfederelemente als Auswechselreserve mit zu bestellen und auf auf den jeweiligen Bühnen zwischenzulagern. Bei der konstruktiven Ausbildung der Ankopplung sind die folgenden Grundsätze neben den Üblichen Regeln zu beachten:

  1. Die Pendelstabführungen müssen senkrecht aufeinander stehen, um innere Zwängungen beim temperaturbedingten "Wachsen" des Rauchgasrohres zu vermeiden.
  2. Die Endpunkte eines Pendelstabes müssen jeweils auf einen Podestträger geführt werden.
  3. Es wird empfohlen neue Anschlusspunkte auszubilden, da eine Vorschädigung der alten Anschlüsse nicht ausgeschlossen werden kann.
  4. Die ertragbaren Dauerfestigkeitsspannungen ergeben sich, falls ein Kerbfall schlechter als K3 nach DIN 4132 gewählt wird, nach Punkt b) bis d) des Abs. 3.3. Die Konstruktion ist zumindest konstruktiv so auszubilden, daß Kerbwirkungen gering bleiben.
  5. Der vorhandene Aussteifungsring kann weiter verwendet werden, seine Beanspruchung wird bei symmetrischem Lastangriff etwa halbiert.
  6. Der Pendelstab und die Aussteifungen sollten etwa so dimensioniert werden, daß die zulässige Spannung unter Zugbeanspruchung geringer oder gleich 10 kN/cm. Der Übergang auf die erforderlichen 2 Anschlußbleche läßt sich nur mit enormem Aufwand besser, d.h. dauerfester gestalten. Durch eine Reduktion der zul Spannungen wird ebenfalls ein dauerfester Entwurf erreicht. Zugrunde liegt der für entsprechende konstruktive Ausbildungen in Versuchen gemessene Wert von für die Doppelspannungsamplitude /7/. Hieraus folgt eine Oberspannung von . Multipliziert mit dem o.a. Faktor 4 für die günstige Kollektivform ergibt sich der Wert 10 kN/cm^2.
  7. Beim oberen Koppelstab treten infolge Wachsen des Liners unter Temperatur seitliche Verschiebungen von ca. 4 cm auf (vergl. /1/ Konstruktive Ausbildung, Bild 4). Die Schwingungsamplituden betragen lt. Tabelle 4 etwa 1.7 cm. Es ist vor Ort zu prüfen, ob entsprechend Freiraum zwischen dem Liner und dem Podest besteht, da auch Schwingungen in der verformten Lage möglich sind. Gegebenenfalls kann durch eine Voreinstellung der Linerachse hier eine Erleichterung geschaffen werden.
  8. Die Ausbildung der Lineranschlußbleche kann ähnlich vorgenommen werden, wie in /1/ (Konstruktive Ausbildung, Anhang S. 15) dargestellt. Allerdings mÜssen die Blechdicken auf die grÜßeren Gelenklager angepaßt werden. In Bild 5 und 6 ist die Lösung skizzenhaft dargestellt. Im Bild sind aus Gründen der Übersichtlichkeit die die Bühne aussteifenden Diagonalen - und sie damit zu einer steifen Scheibe machenden Bühne -nicht mit eingezeichnet. Durch die steife Bühne soll eine großflächige Übertragung der Feder- und Dämpferkräfte an den Stahbetonschale erreuicht werden.
Bild 5: Ankopplung mit 2 Pendelstäben je Richtung Bild 6 : Detail-Ausbildung

4 Zusammenfassung

Die während der starken Stürme im Februar dieses Jahres aufgetretenen Zerstörungen der Haltekonstruktionen des Rauchgasrohres werden hinsichtlich der Schadensursachen untersucht. Es zeigt sich, daß zwei wesentliche Gründe hierfür verantwortlich sind. Eine Grund besteht darin, daß die tatsächlichen Windlasten alle erheblich höhere Beanspruchungen am Kamin erzeugen, als durch die bisher zugrundegelegten deterministischen Lastansätze erfasst wurde, wie genauere Rechnungen nach der Zufallsschwingungstheorie zeigen. Der zweite Grund bestand in der konstruktiven Ausbildung der Gelenklaschen zur Aufnahme der Pendellager. Durch die konstruktiv sehr langgestreckte Ausbildung der Laschen, ergibt sich eine sehr große Schlankheit, so daß infolge der in Realität sehr hohen Kräfte, ein Ausknicken auftrat. Für die Sanierung wurden umfangreiche Parameterstudien durchgeführt. Es zeigte sich, dass vorteilhaft ein Feder-Dämpfer-Element zwischen Rauchgasrohr und Stahlbetonschaft eingeschaltet werden sollte, um die Beanspruchungen zu reduzieren. Das erforderliche Ringfederelement wurde bestimmt und die unter 1.0-fach einwirkenden Beanspruchungen auftretenden Bemessungskräfte bestimmt. Ein einfaches Konzept zur Ermittlung der Dauerfestigkeit der Konstruktion wird vorgestellt.

LITERATUR

  1. Scheer,J., U. Peil : Gutachtliche Stellungnahme zu Fragen der Sanierung der Rauchgasführung des Kamins des Kraftwerks Staudinger, Block 3. 1984.
  2. Petersen,C.: Stahlbau. Vieweg Verlag, Braunschweig, Wiesbaden 1988.
  3. Petersen,C., K. Reppermund : Zur Frage der MaterialermÜdung bei WindbÜenbeanspruchung. In : Festschrift Roik, Bochum 1986, S 101 ff.
  4. Buzak, Ö. : Bewertung des ErmÜdungsverhaltens von Hohlprofilkonstruktionen. Dissertation Karlsruhe 1990.
  5. Davenport, A.G. : The statistical prediction of response to the wind. Proc. ASCE Structural conf., Baltimore 1971.
  6. Peil,U., H.Nölle: Measurement of wind load and mast response. Paper for the EURODYN conference 1990, Bochum.
  7. Versuchsbericht der Versuchsanstalt für Stahl, Holz und Steine, Universität Karlsruhe. (unveröffentlich).