Heissbemessung im Stahlbau

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1 Ingenieure für Brandschutz Heissbemessung im Stahlbau Schutzziele Brandbeanspruchung Bemessung Ausführungsbeispiele Dr.-Ing. Jochen Zehfuß hhpberlin Ingenieure für Brandschutz GmbH Fassung September 2009

2 Inhalt 1 Einführung 2 Leistungsorientierte Brandschutzbemessung für Tragwerke 3 Natürliche Brandbeanspruchung für die Tragwerksbemessung 3.1 Brandszenarien 3.2 Energiefreisetzungsrate 3.3 Naturbrandmodelle Allgemeines Vereinfachte und allgemeine Naturbrandmodelle 3.4 ibmb Parametrische Brandkurven 3.5 Anwendungshilfen Festlegung des Brandraums Festlegung der Brandszenarien Brandschutzbemessung für voll entwickelte Brände 4 Brandschutzbemessung mit rechnerischen Nachweisverfahren der Eurocodes 4.1 Allgemeines 4.2 Optimierung von Tragsystemen Allgemeines Verbindungen 5 Simulation Gesamttragwerk eines mehrgeschossigen Gebäudes in Stahlbauweise 5.1 Untersuchtes Tragsystem 5.2 Beispiel Szenario Bürobrand 6 Anwendungsbeispiele 6.1 Allgemeines 6.2 Garage Alstertaleinkaufszentrum in Hamburg Allgemeines Brandschutzbemessung des Tragwerks der Garage 6.3 Eurobahnhof Saarbrücken Allgemeines Brandschutzbemessung Stahlbetondecke 7 Zusammenfassung

3 Fassung 21. September 2009 Autor DR.-Ing. Jochen Zehfuss Seit 2004 ist Dr. Zehfuß wissenschaftlicher Leiter im Bereich Ingenieur- methoden bei hhpberlin. Seit März 2008 leitet er die Niederlassung in Hamburg. Dr. Zehfuß studierte an der Technischen Universität Braunschweig Bauingenieurwesen. Bis 2004 war er als wissenschaftlicher Assistent mit Lehrauftrag im Institut für Baustoffe, Massivbau und Brandschutz (ibmb) bei Prof. Hosser tätig. Im Juni 2004 promovierte er im Rahmen diverser Forschungsvorhaben zum Thema Bemessung von Tragsystemen mehrgeschossiger Gebäude in Stahlbauweise für realistische Brandbeanspruchung. Dr. Zehfuß ist in nationalen und internationalen Arbeitskreisen und Konferenzen des Themenbereiches baulicher Brandschutz/Ingenieur- methoden vertreten. Mitgliedschaften: Deutsche Stahlbauverband AA Brandschutz vfdb - Verein zur Förderung des Deutschen Brandschutzes DIN für Konstruktiver Baulicher Brandschutz Brandschutzingenieurverfahren Brandsimulation 4

4 Heißbemessung im Stahl 1 EINFÜHRUNG Neben der Vorbeugung der Brandentstehung und -ausbreitung, der Ermöglichung der Rettung von Menschen und Tieren und der Ermöglichung von Löschmaßnahmen ist als Schutzziel in den Bauordnungen auch die Gewährleistung der Standsicherheit (im Brandfall) verankert. Diese Schutzziele gelten als erfüllt, wenn bei der Auslegung eines Bauwerks für den Lastfall Brand die Vorschriften in den einschlägigen Sonderbauverordnungen, Normen und Richtlinien befolgt werden, in denen konkrete materielle Anforderungen z. B. bezüglich der Feuerwiderstandsdauer von Bauteilen geregelt werden. Die Brandschutzbemessung von Tragwerken durch Umsetzung der materiellen Anforderungen der Regelwerke wird präskriptiv bezeichnet. Aus den vergleichsweise stringenten materiellen Anforderungen der Bauordnungen an tragende Bauteile, die mit steigender Gebäudehöhe anwachsen, wird deutlich, dass die Standsicherheit des Tragwerks die wesentliche Voraussetzung für die Erfüllung der o. g. Schutzziele ist. Weder die Vorbeugung der Brandausbreitung, die Personensicherheit noch die Ermöglichung von Löschmaßnahmen ist zu gewährleisten, wenn die Standsicherheit der tragenden Bauteile im Brandfall nicht sichergestellt ist. Im umgekehrten Fall ist die Standsicherheit nicht unbedingt gefährdet, wenn andere Schutzziele nicht erfüllt werden. Wird z. B. die Personensicherheit aufgrund mangelnder Entrauchungsmaßnahmen nicht gewährleistet, so ist hierdurch die Standsicherheit nicht beeinträchtigt. Ein Versagen der Tragkonstruktion hat neben einer erheblichen Gefährdung der Personen im Gebäude sowie der Rettungskräfte i. d. R. zusätzlich eine aufwändige Sanierung bzw. Totalabriss nach dem Brand zur Folge, wodurch weitergehende Schutzinteressen (Sachschutz u. Ä.) tangiert werden. Aus vorgenannten Gründen resultieren vergleichsweise hohe materielle Anforderungen an tragende Bauteile in den Bauordnungen. Alternativ kann die Erfüllung der Schutzziele wie z. B. der Standsicherheit mit einer leistungsorientierten (engl. performance-based, in Deutschland häufig auch schutzzielorientiert genannt) Brandschutzbemessung des Tragwerks nachgewiesen werden, welche im Kontext eines ganzheitlichen Brandschutzkonzeptes stehen muss. Dieser Weg kann z. B. über Abweichungen gemäß 67 MBO beschritten werden. Nach der Industriebaurichtlinie Ziffer 4.3 ist der leistungsorientierte Nachweis der Schutzziele mit Methoden des Brandschutzingenieurwesens gleichwertig zu dem Standard-Nachweis nach Abschnitt 6, in dem materielle Anforderungen an das Tragwerk formuliert sind. 5

5 Fassung 21. September 2009 Die relativ aufwändige Vorgehensweise einer leistungsorientierten Brandschutzbemessung wird immer häufiger bei Sonderbauten angewendet, bei denen die materiellen Anforderungen der Bauordnung entweder nicht oder nicht in vollem Umfang erfüllt werden können, sodass weitergehende Maßnahmen und/oder Nachweise der Brandsicherheit erforderlich werden. Der Vorteil der leistungsorientierten Brandschutzbemessung liegt in der Integration und Interaktion der unterschiedlichen Komponenten des ganzheitlichen Brandschutzkonzepts, wie z. B. der baulichen und anlagentechnischen Maßnahmen, sodass sich bei einer quantifizierbaren Sicherheit wirtschaftliche Potentiale aktivieren lassen. Die Erstellung eines ganzheitlichen Brandschutzkonzeptes ist somit wesentliche Voraussetzung für die Durchführung einer leistungsorientierten Brandschutzbemessung. Da Stahlbetonbauteile häufig schon aufgrund der Kaltbemessung eine ausreichende Überdeckung der tragenden Bewehrung haben, liegen die hauptsächlichen Anwendungsbereiche für leistungsorientierte Brandschutzbemessungen bei Stahlkonstruktionen sowie bestehenden Deckenbauteilen, die nicht in die erforderliche Feuerwiderstandsklasse nach derzeitigen Normen eingestuft werden können. 2 leistungsorientierte Brandschutzbemessung für Tragwerke Die brandschutztechnische Bemessung von Bauteilen erfolgt in Deutschland üblicherweise auf Grundlage der materiellen Anforderungen in den Bauordnungen bzw. Sonderbauvorschriften sowie der Bemessungsnorm DIN in Verbindung mit DIN und DIN A1 durch Einstufung in eine Feuerwiderstandsklasse. Die Feuerwiderstandsklasse von Bauteilen wird auf Grundlage der Einheitstemperaturzeitkurve (ETK) nach DIN 4102 ermittelt. Die ETK beschreibt als umhüllende Kurve konservativ die zeitliche Entwicklung der auf die Bauteile einwirkenden Temperatur unter Standardbedingungen. Für Stahlbauteile sind i. d. R. Bekleidungsmaßnahmen wie Putze, Brandschutzplatten oder dämmschichtbildende Anstriche erforderlich, um in die erforderliche Feuerwiderstandsklasse eingestuft werden zu können. Diese präskriptive Vorgehensweise hat ihre Vorteile in der einfachen Anwendbarkeit und Überprüfbarkeit [2]. Der Nachteil liegt jedoch darin, dass die Bemessungsregeln nur für einen begrenzten Anwendungsbereich gelten und für einige Fälle sehr stark auf der sicheren Seite liegen. Im Gegensatz dazu stehen die leistungs- orientierten Nachweise. Für die Brandschutzbemessung ist eine leistungsorientierte Vorgehensweise in Deutschland bauaufsichtlich bisher nicht geregelt und daher 6

6 Heißbemessung im Stahl nur in Ausnahmefällen durchführbar. Derartige Nachweise können in anderen europäischen Ländern wie England, Schweiz oder in Skandinavien jedoch bereits regelmäßig angewendet werden. Eine leistungsorientierte Brandschutzbemessung erfordert die Anwendung von Ingenieurmethoden sowohl bei der Bestimmung der Brandeinwirkungen des natürlichen Brandes z. B. nach Eurocode 1 Teil 1-2 [2] sowie bei der Bemessung des Trag- und Verformungsverhaltens der Bauteile bzw. des Tragwerks im Brandfall. In den Brandschutzteilen der Eurocodes ist die leistungsorientierte Vorgehensweise bei der Brandschutzbemessung genormt. Bis zur Erarbeitung der Nationalen Anhänge der Eurocodes (veröffentlicht im Juni 2009) sowie der Aufnahme der Eurocodes in die Liste der Technischen Baubestimmungen (geplant bis Ende 2010) sind die Verfahren der Naturbrandbemessung sowie der allgemeinen Berechnungsverfahren nur im Einzelfall mit Zustimmung der Bauaufsichtsbehörde anwendbar [2]. Die Ermittlung der Brandbeanspruchung nach dem Naturbrandverfahren führt insbesondere bei größeren Räumen zu einer realistischeren Erfassung des Temperaturzeitverlaufs. Beim Naturbrandverfahren werden die tatsächlich vorhandenen brandschutztechnischen Randbedingungen wie Brandlasten, Ventilationsverhältnisse und Raumgeometrie berücksichtigt. Die auf diese Weise ermittelten Temperaturen übersteigen die ETK häufig in der Anfangsphase. Nach Erreichen der Maximaltemperatur fallen die Temperaturen wieder ab, wohingegen die ETK stetig ansteigt. Beim Naturbrandverfahren muss der Nachweis der Standsicherheit des Bauteils für die gesamte Branddauer erfolgen. Die Länge des Brandes ist dabei von den erwähnten Randbedingungen abhängig. Durch Sicherheitszuschläge für die angesetzten Brandlasten und Größe der Ventilationsöffnungen wird ein adäquates Sicherheitsniveau gewährleistet. Die Grundzüge des in Deutschland im Nationalen Anhang des Eurocodes 1 Teil 1 2 [1] vorgesehenen Sicherheitskonzeptes werden in [2] vorgestellt. 7

7 Fassung 21. September natürliche Brandbeanspruchung für die Tragwerksbemessung 3.1 Brandszenarien Da der natürliche Brandverlauf von einer Vielzahl von Parametern abhängig ist, ist es eine anspruchsvolle Ingenieuraufgabe, das maßgebliche Brandszenario für die Brandschutzbemessung festzulegen. Die Definition des maßgeblichen Brandszenarios sollte grundsätzlich im Rahmen eines objektspezifischen Brandschutzkonzepts unter Beteiligung der Genehmigungsbehörden erfolgen. Die Festlegung des Fire-Compartments, d. h. des Brandraumes, bzw. des möglichen Bereiches, der in den Brand involviert sein kann, ist Grundlage für die Brandschutzbemessung. Anschließend ist die Bemessungsbrandlast bzw. die Lage der Brandlast im Bereich des zu bemessenden Bauteils festzulegen. Der Brandraum kann durch Wände und Decken (Umfassungsbauteile) begrenzt werden, die einen ausreichenden Feuerwiderstand besitzen [3, 17]. Zusätzlich zu den baulichen Gegebenheiten des Brandraums bzw. Brandabschnitts haben die Abmessungen und Höhe sowie thermische Eigenschaften der Umfassungsbauteile einen großen Einfluss auf die Entwicklung eines Brandes. Die Art und Intensität der Zündquelle sowie ihre Lage im Brandraum und zu anderen Brandlasten beeinflusst den Brand in der Entstehungsphase maßgeblich und ist für den weiteren Brandverlauf von Bedeutung. Der Verlauf eines Brandes kann durch Eingriffe von außen wie anlagentechnische Maßnahmen (Sprinkleranlagen, RWA) und Feuerwehreingriff entscheidend beeinflusst werden. Maßgeblich für die Bemessung ist die maximale Temperaturbeanspruchung der Konstruktion, die sich bei der maximalen Energiefreisetzungsrate einstellt. Grundsätzlich ergibt sich die maximale Energiefreisetzungsrate im Übergang vom ventilationsgesteuerten zum brandlastgesteuerten Brand. Eine weitere Steigerung der Öffnungsflächen führt aufgrund der Wärmeabfuhr zu niedrigeren Temperaturen. Die Umfassungsbauteile des Brandraumes müssen eine ausreichende Feuerwiderstandsfähigkeit aufweisen, anderenfalls ist eine Brandausbreitung über den originären Brandraum in der Nutzungseinheit zu betrachten. Die Höhe des Brandraums kann vereinfacht als gemittelte lichte Höhe zwischen Fußboden und Decke angesetzt werden. Nichtbrennbare Unterdecken bzw. Doppelböden können bei der Ermittlung der Brandraumhöhe berücksichtigt werden, wenn sie eine ausreichende Feuerwiderstandsdauer aufweisen. 8

8 Heißbemessung im Stahl Für Bauteile im Deckenbereich wie z. B. Unterzüge ist i. d. R. die Heißgastemperatur bemessungsmaßgebend. In größeren Räumen (> 400 m 2 ) ist die lokale Beanspruchung im Plumebereich zu berücksichtigen. Für Stützen ist in der Brandanfangsphase die Plumetemperatur bzw. Flammentemperatur im Bereich des Brandherdes maßgebend. In größeren Räumen (> 400 m 2 ) wird die Heißgastemperatur für die Bemessung von Stützen maßgebend, sobald die Brandlast im Bereich der Stützen abgebrannt ist [3, 17]. Eine wesentliche Einflussgröße für die Bauteil- und Tragwerksbemessung sind die Ventilationsbedingungen. Für die Ermittlung der maßgeblichen Ventilationsbedingungen sind als mögliche Öffnungen des Brandraumes alle Fenster und Türen des Brandraumes zu berücksichtigen. Gegebenenfalls sind im Programmablauf während der Simulation szenariobedingte Veränderungen der Ventilationsbedingungen (z. B. Zerbrechen von Fensteröffnungen) zu berücksichtigen. Als Ventilationsöffnungen sollten nur Öffnungen in Rechnung gestellt werden, die unmittelbar ins Freie führen. Türen sollten als Ventilationsöffnung angesetzt werden, wenn sichergestellt ist, dass sie ins Freie oder zu einem Raum mit ausreichender Zuluftführung führen. Nach den Erfahrungen von Brandversuchen [4] versagt gewöhnliches Fensterglas im Brandfall nach ca Minuten bei einer Temperatur von 300 C bzw. einer maximalen Temperaturdifferenz innerhalb der Scheibe von ca. 60 K. Ungefähr 70 % - 80 % der Fensterscheibe werden zerstört, entlang des Fensterrahmens verbleibt ein unzerstörter Glasstreifen. 3.2 Energiefreisetzungsrate Der zeitliche Verlauf der Energiefreisetzung und Temperaturentwicklung eines natürlichen Brandes wird maßgeblich von den erwähnten Randbedingungen gesteuert. Mit der Energiefreisetzungsrate lässt sich der zeitliche Verlauf der bei einem Brand frei werdenden Energie beschreiben. Es wird zwischen der Entwicklungsphase mit ansteigender Energiefreisetzungsrate bei sich ausbreitender Brandfläche, der Vollbrandphase mit konstanter Energiefreisetzungsrate und maximaler Brandfläche sowie der Abklingphase mit abnehmender Energiefreisetzungsrate unterschieden [10]. In der Brandentstehungsphase steigt die Energiefreisetzungsrate entsprechend Gleichung (1) quadratisch an (Bild 1) [10]: 9

9 Fassung 21. September 2009 t Q ( t ) = Q 0 t g wobei: 2, (1) Q 0 = 1,0 MW, t =Zeitdauer (von der Entzündung an gerechnet) [s], tg = 300 s Brandentwicklungszeit [s] Temperatur [ C].. T T T Q Q max t Q(t) Q0 Q t g 2 70% der Brandlast verbrannt Heißgastemperatur Energiefreisetzungsrate Energiefreisetzungsrate [MW]. 0 0 t t t Zeit [min] Bild 1 Qualitativer Verlauf von Heißgastemperatur und Energiefreisetzungsrate Die maximale Energiefreisetzungsrate (im brandlastgesteuerten Fall) ermittelt sich zu: Q max,f Q max,f = Q f, A A f [MW] (1) Q f, A flächenbezogene Energiefreisetzungsrate [MW/m 2 ] (z. B. nach [17]), A f maximale Brandfläche [m 2 ]. Für vereinfachte Brandmodelle kann die maximale Energiefreisetzungsrate ventilationsgesteuerter Brände Q max,v Q m ax,v = 0,1 A w h w c H u (2) 10 berechnet werden zu:

10 Heißbemessung im Stahl mit A w Fläche der Ventilationsöffnungen [m 2 ], h w gemittelte Höhe der Ventilationsöffnungen [m 2 ], H u gemittelte Verbrennungseffektivität der Brandlasten [-], gemittelter unterer Heizwert der Brandlasten [MJ/kg], Für Wohn- und Bürogebäude mit überwiegend holzartigen Brandlasten kann nach [10] vereinfacht angesetzt werden: m a x,v = w w Q 1, 2 1 A h [MW] (3) Nach dem quadratischen Anstieg geht die Energiefreisetzungsrate bei Erreichen des Maximums Q m a x = M IN Q m a x,v ; Q m a x,f (4) in einen konstanten Verlauf über. Die Abklingphase des Brandes setzt ein, wenn ca. 70 % der anfänglich vorhandenen Brandlast umgesetzt ist. Die Abklingphase kann durch äußere Eingriffe wie Löschmaßnahmen der Feuerwehr oder Sprinklerung eingeleitet werden [10]. Im Normbrandversuch muss das Bauteil die angestrebte Feuerwiderstandsdauer erreichen, ein Versagen unmittelbar nach Erreichen der angestrebten Feuerwiderstandsdauer (z. B. zur 91. Minute) ist bedeutungslos für die Einstufung in die Feuerwiderstandsklasse. Bei der Brandschutzbemessung für natürliche Brände ist die Brandbeanspruchung für den gesamten Brandverlauf in allen drei Phasen zu untersuchen, sodass die zeitverzögerte Erwärmung der Bauteile (Stahlbeton, bekleideter Stahl) berücksichtigt wird, deren Maximaltemperatur zeitlich versetzt zur maximalen Brandraumtemperatur erreicht wird. Brandversuche haben gezeigt, dass Bauteilversagen häufig erst in der Abkühlphase auftritt, wenn hohe Zugspannungen im Tragwerk wirken können [10, 16]. 11

11 Fassung 21. September Naturbrandmodelle Allgemeines Die für die Brandschutzbemessung zur Verfügung stehenden Brandmodelle erfordern eine Vielzahl von Eingabeparametern, die den Brandverlauf beschreiben und damit unmittelbaren Einfluss auf das Ergebnis (Temperaturzeitverlauf, Brandausbreitung) haben. In Eurocode 1 Teil 1-2 sowie dem vfdb-leitfaden und in der einschlägigen Literatur finden sich nur vereinzelt Anwendungshilfen zur Definition der Eingangsparameter und ihrer Anwendungsgrenzen für die Brandschutzbemessung. Ein Grund dafür ist die vergleichsweise junge Idee, den Naturbrand auch für die Tragwerksbemessung anstatt der klassischen Einheitstemperaturzeitkurve nach DIN heranzuziehen. Ein Großteil der Naturbrandmodelle wurde bisher schwerpunktmäßig zur Auslegung der Rauchableitung aus Gebäuden angewendet Vereinfachte und allgemeine Naturbrandmodelle In Eurocode 1 Teil 1-2 [1] werden neben den klassischen nominellen Temperaturzeitkurven wie z. B. der ETK auch vereinfachte und allgemeine Naturbrandmodelle beschrieben, mit denen der Temperaturzeitverlauf eines Brandes simuliert werden kann. Die Naturbrandmodelle berücksichtigen im Gegensatz zu den statischen nominellen Temperaturzeitkurven die wesentlichen Einflussfaktoren für den Verlauf eines natürlichen Brandes wie Art und Menge der Brandlasten, Ventilationsverhältnisse, Brandraumgeometrie und thermische Eigenschaften der umfassenden Bauteile. Mit Hilfe der Naturbrandmodelle kann somit eine wesentlich realistischere brandschutztechnische Bemessung der Tragwerke bzw. Bauteile durchgeführt werden. Mit vereinfachten Naturbrandmodellen kann mit Hilfe einer einfachen Handrechnung bzw. Tabellenkalkulation eine brandschutztechnische Bemessung von Bauteilen und Tragwerken für natürliche Brände durchgeführt werden, ohne auf die Anwendung von Wärmebilanz- oder Feldmodelle (allgemeine Naturbrandmodelle) angewiesen zu sein. Grundlage für vereinfachte Naturbrandmodelle sollte ein realistischer Bemessungsbrand sein. In Eurocode 1 Teil 1-2 wird im Anhang A als vereinfachtes Naturbrandmodell informativ das Verfahren der Parametrischen Temperaturzeitkurven (im Folgenden Parameterkurven genannt) angegeben, mit dem der Brandverlauf für kleine und mittlere Räume berechnet werden kann. Hinsichtlich der Beschreibung eines realistischen Brandverlaufs weisen die Parameterkurven Defizite auf und werden 12

12 Heißbemessung im Stahl in der Literatur kritisch diskutiert [9, 10]. Die Kritik an den Parameterkurven betrifft vornehmlich den zeitlichen Verlauf der Temperatur. Die Parameterkurven beschreiben lediglich die Vollbrandphase mit einer im gesamten Brandraum gleichförmigen Temperaturverteilung, die Temperaturen steigen zu Beginn extrem stark an. Die Brandentstehungsphase wird nicht berücksichtigt. Brandlastgesteuerte Brände können nur stark vereinfacht berücksichtigt werden [10]. Die Defizite der Parameterkurven werden anhand eines Beispiels (Brandversuch Test Nr. 2 in [11]) deutlich (Bild 2). Der Vergleich der beiden Temperaturzeitkurven verdeutlicht die erwähnten Ungenauigkeiten der Parameterkurven hinsichtlich des Temperaturanstiegs und -abfalls. Noch augenscheinlicher ist jedoch die Diskrepanz des zeitlichen Verlaufs der Parameterkurve und der Energiefreisetzungsrate, die in Eurocode 1 Teil 1-2 [1] Anhang E definiert ist. Wie Brandversuche zeigen, wird das Maximum der Temperatur des Brandes bei maximaler Energiefreisetzung zum Zeitpunkt des einsetzenden Abfalls der Energiefreisetzungsrate erreicht. Die Verläufe von Parameterkurve und Energiefreisetzungsrate nach Eurocode 1 Teil 1-2 haben offensichtlich keine zeitliche Kongruenz, sodass sich mit den Parameterkurven in [1] der zeitliche Verlauf eines natürlichen Brandes nicht realistisch erfassen lässt Temperatur [ C] Temperatur EC Anh. A Temperatur Versuch Energiefreisetz. EC Anh. E Energiefreisetzungsrate [MW] Zeit [min] 0 Bild 2 Temperaturzeitverlauf und Energiefreisetzungsrate Test Nr. 2 [11] 13

13 Fassung 21. September ibmb Parametrische Brandkurven Aufgrund der beschriebenen Defizite und Nachteile der Parameterkurven in [1] wurde im Rahmen des Forschungsvorhabens [12] anhand von zahlreichen Wärmebilanzberechnungen ein vereinfachtes Naturbrandmodell entwickelt, mit dem der Temperaturzeitverlauf in der Heißgasschicht in kleinen und mittelgroßen Räumen realistisch berechnet werden kann. Der wesentliche Unterschied zu den Parameterkurven in [1] besteht darin, dass die ibmb Parametrischen Brandkurven auf der Basis eines realistischen Bemessungsbrandes wie in Bild 1 dargestellt, abgeleitet worden sind. Sie sind sowohl für ventilations- als auch brandlastgesteuerte Brände anwendbar und können außerdem eine sukzessive Brandausbreitung berücksichtigen. Durch die Kongruenz von Bemessungsbrand und ibmb Parametrischer Brandkurve kann der Temperaturzeitverlauf des natürlichen Brandes in sämtlichen Phasen von der Zündung bis zum Abklingen beschrieben werden. Mit einer umfassenden Validierung und Absicherung durch Vergleichsrechnungen mit allgemeinen Naturbrandmodellen, Nachrechnungen von dokumentierten Brandversuchen und Durchführung eines Validierungsversuchs mit Mobiliarbrandlasten wurde sichergestellt, dass die Brandentwicklung des natürlichen Brandes mit den ibmb Parametrischen Brandkurven realistisch wiedergegeben werden kann [10]. Die ibmb Parametrischen Brandkurven sind sowohl im vfdb-leitfaden als auch im Nationalen Anhang des Eurocodes 1 Teil 1-2 veröffentlicht worden und können als anerkanntes vereinfachtes Naturbrandverfahren innerhalb der Anwendungsgrenzen eingesetzt werden. Für den Temperaturzeitverlauf bei einem ventilationsgesteuerten Brand ist neben den thermischen Eigenschaften der Umfassungsbauteile die Größe der Öffnungen des Brandraumes bestimmend. Nach Auswertung der Wärmebilanzrechnungen konnten durch eine Regressionsanalyse für die Heißgastemperaturwerte T1, T2, T3 (entsprechend der Definition in Bild 1) folgende funktionale Zusammenhänge, gültig für eine Referenzbrandlastdichte von q = 1300 MJ/m 2, ermittelt werden [6, 13]: T = 8, O 0,1 b (5) 1 ( ) T = 0, b O 0,4 b C (6) 2 T = 5,0 1 O 0,1 6 b (7) 3 14

14 Heißbemessung im Stahl Maßgebender Parameter ist der Öffnungsfaktor O = A w h w / A t [m 1/2 ] (8) mit b gemittelte thermische Eindringzahl der Umfassungsbauteile [J/(m 2 s 0,5 K)] A t Gesamtfläche der umfassenden Bauteile mit Öffnungsflächen [m 2 ]. Bei brandlastgesteuerten Bränden ist neben der Wärmeabfuhr aus dem Brandraum durch Öffnungen und Umfassungsbauteile die freigesetzte Energie die dominierende Einflussgröße. Nach Auswertung der Wärmebilanzrechnungen konnten durch eine Regressionsanalyse für die Heißgastemperaturwerte T1, T2, T3 (entsprechend der Definition in Bild 1) folgende funktionale Zusammenhänge, gültig für eine Referenzbrandlastdichte von q= 1300 MJ/m 2, ermittelt werden [6, 13]: T 1 = k + 20 für k < 0,04 und T 1 = 980 C für k > 0,04 (9) T 2 = k + 20 für k < 0,04 und T 2 = 1340 C für k > 0,04 (10) T 3 = k + 20 für k < 0,04 und T 3 = 660 C für k > 0,04 (11) mit 2 k= Q A w h w A T b 1/ 3 (12) Q Energiefreisetzungsrate [MW] A T Gesamtfläche der umfassenden Bauteile ohne Öffnungsflächen [m 2 ]. Die Grundlagen bzw. Ableitung der Gleichungen zur Beschreibung des Temperaturzeitverlaufs sind ausführlich in [6], [10], [12], [13] dargestellt worden. Bild 3 zeigt den prinzipiellen Funktionsverlauf der ibmb Parametrischen Brandkurve bei einer Brandlastdichte von q = 1300 MJ/m 2 in den drei Bereichen Entstehungsphase, Vollbrandphase und Abklingphase. 15

15 Fassung 21. September 2009 T 2 Energiefreisetzungsrate Temperatur [ C] T 1 T 3 T 0 T = (T 2 -T 1 )((t-t 1 )/(t 2 -t 1 )) 1/2 +T 1 für t 1 < t <= t 2 T= (T 1 -T 0 )/t 1 ² t² +T 0 für t 1 <= t T = (T 3 -T 2 )((t-t 2 )/(t 3 -t 2 )) 1/2 +T 2 für t > t 2 Temperaturzeitkurve t 1 t 2 t Bereich 1 Bereich 2 3 Bereich 3 Zeit [min] Energiefreisetzungsrate [MW] Bild 3 Funktionale Beschreibung der ibmb Parametrischen Brandkurve in 3 Bereichen Ausgehend von der ibmb Parametrischen Brandkurve für die Referenzbrandlastdichte von q = 1300 MJ/m 2 lassen sich ibmb Parametrische Brandkurven für beliebige Brandlastdichten q < x 1300 MJ/ m 2 ermitteln. Der ansteigende Ast der ibmb Parametrischen Brandkurve bis zum Erreichen der Maximaltemperatur ist unabhängig von der Brandlastdichte. Der Zeitpunkt t 2,x, bei dem die Maximaltemperatur T 2,x erreicht wird, ist brandlastabhängig. Er lässt sich direkt aus dem Ansatz für die Energiefreisetzungsrate bestimmen. Für Q 1 < 0,7 Q x ergibt sich [6, 13]: t = t + 2,x ( 0, 7 Q x ) ( t1 ( 3 t g ) Q m a x Die zugehörige Temperatur T2,x ermittelt sich zu: (13) T 2,x = (T2 T 1 ) ( t 2,x t 1 ) /( t 2 t 1 ) + T (14) 1 Die Temperaturen T 3,x zum Zeitpunkt t 3,x bei unterschiedlichen Brandlastdichten q x liegen auf einer logarithmischen Funktion durch (t = 0/T 0 ) und (t 3 /T 3 ): ( ) ( ) T = T /(lo g ( t + 1) lo g t + 1 (15) 3,x Der abfallende Ast der ibmb Parametrischen Brandkurve des Bereichs 3 kann bestimmt werden zu: ( ) T = T T ( t - t ) /( t - t ) + T. (16) 3,x 2,x 2,x 3,x 2,x 2,x 16

16 Heißbemessung im Stahl 3.5 ANWENDUNGSHILFEN Festlegung des Brandraums Die Größe des Brandraums und die Möglichkeit der Brandausbreitung über den Raum der Brandentstehung hinaus bestimmen das maßgebliche Brandszenario und somit den Bemessungsbrand für die Brandschutzbemessung. Sofern der Brandraum in seinen Umfassungsbauteilen eine ausreichende Feuerwiderstandsfähigkeit aufweist, entsprechen die geometrischen Randbedingungen denen des originären Brandraumes. Eine ausreichende Feuerwiderstandsfähigkeit kann vorausgesetzt werden, wenn die in der entsprechenden Bauordnung bzw. Sonderbauverordnung geforderte Feuerwiderstandsdauer des Raumabschlusses der Trennwände, wie z. B. für Räume mit erhöhter Brandgefahr (Lagerräume F 90/T 30), erfüllt wird. Für Wände, an die das Baurecht keine Anforderungen bzgl. ihres Raumabschlusses stellt (wie z. B. Wände zwischen Büroräumen), kann als ausreichende Feuerwiderstandsfähigkeit die erforderliche Feuerwiderstandsdauer für Flurtrennwände angenommen werden. Haben alle oder einige Umfassungswände des Brandraums keine ausreichende Feuerwiderstandsfähigkeit, um einen Brand auf den Raum zu begrenzen, in dem er entsteht, so ist der Fall zu betrachten, dass der Brand sich bis hin zu den Umfassungsbauteilen mit ausreichender Feuerwiderstandsfähigkeit ausbreitet. Dies sind in der Regel die Trennwände der Nutzungseinheiten, die i. A. feuerbeständig ausgeführt werden müssen Festlegung der Brandszenarien Für Nutzungseinheiten mit einer Grundfläche bis zu 400 m 2 sind i. d. R. zwei Brandszenarien zu untersuchen: Brand im originären Brandraum, Brand in der gesamten Nutzungseinheit. Wobei im zweiten Fall die Trennwände innerhalb der Nutzungseinheit nicht mit angesetzt werden, da sie im Brandfall wegen ihrer nicht ausreichenden Feuerwiderstandsfähigkeit versagen. Für die Brandschutzbemessung ist bei beiden Brandszenarien von einem voll entwickelten Brand in allen drei Phasen auszugehen. Vergleichsrechnungen haben gezeigt, dass bei dem ersten Szenario (Brand verbleibt im Brandraum) lokal die höchsten Temperaturen entstehen und die einzelnen Bauteile am höchsten beansprucht sind. Beim zweiten Szenario (Brand breitet sich in gesamter Nutzungseinheit aus) sind die Temperaturen u. U. 17

17 Fassung 21. September 2009 niedriger, dafür wird ein größerer Teil des Tragwerks direkt vom Brand beansprucht [10]. Die Szenarienorte, d. h. die maßgeblichen Brandräume, müssen zwischen dem Brandschutzsachverständigen und der Genehmigungsbehörde sowie ggf. mit der Feuerwehr abgestimmt werden. Für die Brandschutzbemessung in Nutzungseinheiten mit einer Grundfläche von mehr als 400 m 2 kann ein lokaler Brand vorausgesetzt werden, wenn im Rahmen eines objektspezifischen Brandschutzkonzepts nachgewiesen werden kann, dass die Brandausbreitung infolge anlagentechnischer Maßnahmen, eines frühzeitigen Einsatzes der Feuerwehr, der Anordnung von brandlastfreien Flächen oder wegen einer zu erwartenden sehr geringen Brandausbreitungsgeschwindigkeit lokal begrenzt bleibt. Für die Untersuchung eines Vollbrandes in Nutzungseinheiten über 400 m 2 Größe, wie z. B. Verkaufsstätten und Industriehallen, sind vereinfachte Brandmodelle nicht geeignet. Derartige Fälle, in denen die Brandausbreitungsgeschwindigkeit, die Abbrandgeschwindigkeit der Brandlasten und die Art und Anordnung der Brandlasten eine große Rolle spielen, können nur von Spezialisten mit allgemeinen Brandmodellen (CFD-Simulationen) untersucht werden. Die Brandschutzbemessung sollte daher entsprechend den baurechtlichen Anforderungen erfolgen Brandschutzbemessung für voll entwickelte Brände Sofern im objektspezifischen Brandschutzkonzept aufgrund der Brandraumgeometrie und ggf. vorhandener günstiger Randbedingungen (Löschmaßnahmen etc.) nicht davon ausgegangen werden kann, dass ein Brand lokal begrenzt bleibt, ist für die Brandschutzbemessung von einem voll entwickelten Brand auszugehen. Parameterstudie zum Temperaturzeitverlauf von natürlichen Bränden in kleinen Räumen Mit Hilfe der Ergebnisse einer Parameterstudie soll verdeutlicht werden, welchen großen Einfluss die Größe und Lage der Ventilationsöffnungen auf den möglichen Brand- und Temperaturzeitverlauf voll entwickelter Brände in kleinen Räumen haben und welche Randbedingungen für die Brandschutzbemessung von Bauteilen und Tragwerken unter natürlicher Brandbeanspruchung maßgeblich sind. Die im Rahmen der Parameterstudie angestellten Berechnungen zur Ermittlung der Temperaturzeitkurven wurden mit dem CFD-Modell FDS [18] durchgeführt. Als Brandszenario wurde ein Brand in einem Büroraum mit den Abmessungen 6,75 m * 3,50 m und einer Höhe von 3,25 m für verschiedene Ventilations- 18

18 Heißbemessung im Stahl verhältnisse angenommen. Anhand des definierten Brandszenarios soll der Einfluss möglicher Fenster- und Türöffnungen auf den Temperaturzeitverlauf des natürlichen Brandes im Brandraum untersucht werden. Als Brandlast wurde gemäß [1] eine Brandlastdichte von 511 MJ/m 2 angesetzt. Die Umfassungsbauteile bestehen aus Stahlbeton. Der Raum hat ein Fenster mit den lichten Abmessungen b w = 2 m und h w = 2 m, die Brüstungshöhe des Fensters beträgt 1 m. Die Tür des Büroraums ist 1 m breit und 2 m hoch (lichte Abmessungen). Die für den Bemessungsbrand angesetzte Energiefreisetzungsrate ist in Bild 4 dargestellt. Die Energiefreisetzungsrate steigt quadratisch an (t g =300 s) und erreicht nach ca. 12 Minuten ihr Maximum von 5,8 MW HRR [MW] Zeit [s] Bild 4 Energiefreisetzungsrate Bürobrand Folgende Ventilationsverhältnisse wurden untersucht: Fall 1 Fall 2 Fall 3 Fall 4 Fenster geöffnet / Türöffnung variiert, Fenster geschlossen / Türöffnung variiert, Fenster über einen Wärmefühler geöffnet, Berücksichtigung eines Flurs. 19

19 Fassung 21. September 2009 Brandverlauf und Temperaturzeitkurven Fall 1 (Fenster geöffnet) Für die Größe der Türöffnung wurden drei Variationen untersucht (100 %, 50 % und 10 % geöffnet). Der Brandverlauf ist für alle untersuchten Variationen brandlastgesteuert, die vorgegebene Energiefreisetzungsrate (Bild 4) wird vollständig umgesetzt. Die Öffnungsfläche des Fensters ist ausreichend groß, sodass Zuluft auch durch das Fenster in den Brandraum einströmt. Die Temperaturverteilung und der Temperaturzeitverlauf im Brandraum werden durch die Türöffnungsgröße für die Brandschutzbemessung unwesentlich beeinflusst (Bild 5) Tür 100% offen Tür 50% offen Tür 10% offen Temperatur [ C] Zeit [s] Bild 5 Temperaturzeitkurven Brandraummitte unter der Decke Fall 1 (Fenster offen) Brandverlauf und Temperaturzeitkurven Fall 2 (Fenster geschlossen) Für den Fall 2 wurden vier Variationen untersucht (Größe Türöffnung 100 %, 50 % und 10 % geöffnet). Bei geschlossenem Fenster ergeben sich für alle drei variierten Türöffnungen ventilationsgesteuerte Brände, die vorgegebene Energiefreisetzungsrate wird nicht vollständig im Brandraum umgesetzt. Bild 6 zeigt die Flammenbildung in der Nähe der Türöffnung und die für ventilationsgesteuerte Brände charakteristische Verbrennung außerhalb des Brandraums. 20

20 Heißbemessung im Stahl Tür vollständig geöffnet Tür halb geöffnet Bild 6 Flammenbildung und Verbrennung außerhalb Brandraum Fall 1 Die Temperaturen sind bei geschlossenem Fenster am höchsten, wenn die Tür vollständig geöffnet ist, da die Sauerstoffzufuhr am größten ist (Bild 7). Im Tür- bereich liegen die Temperaturen um ca. 100 C höher als in Brandraummitte Tür 100% offen Tür 50% offen Temperatur [ C] Tür 10% offen Zeit [s] Bild 7 Temperaturzeitkurven Brandraummitte unter der Decke Fall 2 (Fenster geschlossen) Brandverlauf und Temperaturzeitkurven Fall 3 (Fenster bei 300 C zerstört) Für den Fall Tür vollständig geöffnet und Fenster zu Brandbeginn verschlossen, bei Annahme einer Zerstörung des Fensterglases bei 300 C ( kritische Temperatur ) in der Fensterumgebung, wird der Temperaturzeitverlauf an drei verschiedenen Stellen unter der Decke in Bild 8 dargestellt. Die kritische Temperatur des Fensterglases wird nach ca. 6-7 Minuten erreicht. Der Temperaturzeitverlauf im Brandraum ist nahezu identisch wie in Fall 1 (Fenster zu Beginn geöffnet). Nur in der Anfangsphase bis zur Zerstörung des Fensterglases nach ca. sieben Minuten ergeben sich geringfügige Abweichungen, die Temperaturen im Brandraum bei zu Beginn geöffnetem Fenster liegen um ca. 50 C bis 100 C höher als bei noch geschlossenem Fenster. Dieser Zeitraum ist 21

21 Fassung 21. September 2009 jedoch für die Brandschutzbemessung nicht maßgebend, da die Temperaturen in diesem Zeitraum 400 C nicht überschreiten, im weiteren Brandverlauf Temperaturen von über 800 C entstehen Brandherd Fenster Temperatur [ C] Tür Zeit [s] Brandherd Fall 1 Fenster zu Beginn auf Bild 8 Vergleich der Temperaturkurven im Brandraum Fensterglas bei 300 C zerstört und Fenster von Beginn an geöffnet Aus den hier dargestellten Ergebnissen lässt sich folgern, dass zumindest für kleine Brandräume mit üblichen Öffnungen die Fensteröffnung von Beginn an als geöffnet angesetzt werden kann, da eine Temperatur von 300 C, bei der nach [4] von einer Zerstörung des Fensterglases ausgegangen werden kann, innerhalb von 5-10 Minuten erreicht wird, sofern eine ausreichende Ventilation des Brandes vorhanden ist, welcher für derartige Räume maßgeblich für die Tragwerksbemessung ist. Brandverlauf und Temperaturzeitkurven Fall 4 (Berücksichtigung eines Flurs) In den bisher angestellten Betrachtungen wurde jeweils nur der Brandraum betrachtet. Im Regelfall steht der Brandraum jedoch entweder unmittelbar oder mittelbar über einen Flur mit anderen Räumen in Verbindung, sodass die Tür des Brandraums nicht direkt ins Freie führt. Im vorliegenden Fall sollte untersucht werden, welchen Einfluss auf den Brand- und Temperaturzeitverlauf eines Brandes die Öffnung von Türen und Fenstern anderer an den Flur grenzender Räume hat, siehe Bild 9. Folgende Variationen wurden rechnerisch untersucht. Fenster und Tür (jeweils 2 m 2 ) vom gegenüber liegenden Büro geöffnet, Fenster und Tür (jeweils 2 m 2 ) von einem Büro am Ende des Flures geöffnet 22

22 Heißbemessung im Stahl und alle Fenster geschlossen, kleiner Schlitz (25 x 50 cm) am Ende des Flures geöffnet. In allen Berechnungen wurde die Tür des Brandraums vollständig geöffnet angesetzt, für die Fenster im Brandraum wurde als kritische Temperatur 300 C angenommen. Fenster Büro Brandherd Büro Fenster Flur Büro Fenster Schlitz am Boden Bild 9 Darstellung der untersuchten Geometrie Es zeigt sich, dass der Brand sich nicht über den brandlastfreien Flur ausbreitet (Breite 2 m). Der Temperaturzeitverlauf im Brandraum ist nahezu unabhängig von der Lage der Ventilationsöffnung im gegenüber dem Brandraum liegenden Büro oder im Büro am Ende des Flurs. Sind keine Fenster in den anderen Räumen geöffnet, so entsteht ein unterventilierter Brand (Bild 10) Temperatur [ C] Öffnung im gegenüberliegenden Büro Öffnung im Büro am Ende des Flurs Spaltöffnung Zeit [s] Bild 10 Temperaturzeitkurven Brandraummitte unter der Decke Fall 4 (Berücksichtigung Flur) 23

23 Fassung 21. September 2009 Schlussfolgerungen der rechnerischen Untersuchungen Bei kleinen Brandräumen hat die Größe der Ventilationsfläche einen erheblichen Einfluss auf den Brandverlauf und die sich einstellenden Temperaturkurven für die Brandschutzbemessung. Bei einer kleinen Ventilationsfläche entsteht ein unterventilierter Brand, bei dem im Brandraum geringere Temperaturen entstehen als bei einem brandlastgesteuerten Brand. Die Lage der Ventilationsöffnung direkt im Raum oder weiter entfernt am Ende eines Flurs hat nahezu keinen Einfluss auf den Temperaturzeitverlauf im Brandraum, solange sich der Brand nicht über den Flur oder in Nachbarräume ausbreiten kann. Es ist für den Temperaturzeitverlauf im Brandraum unerheblich, ob die Fenster zu Brandbeginn geöffnet oder geschlossen sind. Innerhalb von ca Minuten wird bei ausreichender Ventilation durch die Türöffnung in der Fensterumgebung eine Temperatur von 300 C erreicht, bei der Fensterglas (ESG, VSG) zerstört wird. Liegt keine ausreichende Ventilation vor, so entsteht ein unterventilierter Brand mit vergleichsweise niedrigen Temperaturen. Für die Brandschutzbemessung in Brandräumen mit üblichen Öffnungen sind daher von Brandbeginn an vollständig geöffnete Fenster und Türen anzusetzen. Bei sehr großen Ventilationsöffnungen verringern sich die Temperaturen brandlastgesteuerter Brände aufgrund der hohen Wärmeabfuhr durch die Öffnungen. In diesem Fall ist die für die Brandschutzbemessung maßgebliche Öffnungsgröße, bei der die größten Temperaturen entstehen, entweder durch eine Parameterstudie (Berechnung mehrerer Öffnungsverhältnisse) oder vereinfacht über die Betrachtung der Energiefreisetzungsrate (Übergang ventilations-/brandlastgesteuert) zu ermitteln. 24

24 Heißbemessung im Stahl 4. Brandschutzbemessung mit rechnerischen Nachweisverfahren der Eurocodes 4.1 Allgemeines Die vereinfachten Berechnungsverfahren der Brandschutzteile der Eurocodes können für die Untersuchung einzelner Bauteile angewendet werden. Hierbei handelt es sich um Handrechenverfahren, die z. B. in Form von Tabellenkalkulationen automatisiert werden können. Die Verfahren funktionieren grundsätzlich ähnlich wie die Kaltbemessung, zusätzlich werden vereinfachte Annahmen bzgl. des Steifigkeits- und Festigkeitsabfall der Baustoffe und ggf. der Ausbildung von Zwangschnittgrößen angesetzt. Mit den allgemeinen Berechnungsverfahren kann das tatsächliche Trag- und Verformungsverhalten von Bauteilen und Tragwerken unter Brandbedingungen untersucht werden. Dazu werden computergestützte numerische Simulationen durchgeführt, es wird ein Brandversuch simuliert. Die Berechnung der Erwärmung der Bauteile auf Grundlage der allgemeinen Berechnungsverfahren erfolgt mit einer thermischen Analyse. Das Trag- und Verformungsverhalten wird mit einer mechanischen Analyse bestimmt. In der thermischen Analyse wird abhängig von den temperaturabhängigen thermischen Materialeigenschaften der Bauteile die zeitlich veränderliche (instationäre) Temperaturverteilung in den Bauteilquerschnitten auf Grundlage der einwirkenden Temperaturen berechnet. Mit der mechanischen Analyse kann wahlweise das Trag- und Verformungsverhalten einzelner Bauteile oder ganzer Tragsysteme unter Berücksichtigung der brandbedingten Erwärmung sowie von thermischen Dehnungen simuliert werden. Grundlage hierfür sind die temperaturabhängig formulierten Spannungs-Dehnungsbeziehungen. Im Ergebnis der leistungsorientierten Brandschutzbemessung kann nachgewiesen werden, dass das Bauteil bzw. Tragwerk dem zu erwartenden Bemessungsbrand (Naturbrandszenario) widersteht ohne zu versagen. Es kann eine Beurteilung erfolgen, ob und inwiefern die Standsicherheit ggf. unter Berücksichtigung eines Teileinsturzes untergeordneter Bauteile für einen geforderten Zeitraum erreicht werden kann. 25

25 Fassung 21. September Optimierung von Tragsystemen Allgemeines Haupt- und Nebenträger von modularen Tragsystemen, die mit Stahlbeton- Deckenplatten in schubfestem Verbund stehen, werden in der Kaltstatik als einfeldrige Verbundträger bemessen. Im Brandfall kann die Bemessung der Bauteile durch Berücksichtigung des Trag- und Verformungsverhaltens des Gesamtsystems optimiert werden. Bei Vorhandensein einer durchlaufenden Stahlbetondecke ergeben sich systembedingt Tragreserven, die im Brandfall aktiviert werden können. Durch die Biege- bzw. Membrantragwirkung der Deckenplatte können Lasten von sich der Last entziehenden brandbeanspruchten Trägern auf benachbarte Träger in angrenzende, nicht vom Brand betroffene Räume umgelagert werden. Durch numerische Berechnungen kann gezeigt werden, dass Stahlträger ungeschützt ausgeführt werden können, wenn das Trag- und Verformungsverhalten des Gesamttragwerks berücksichtigt wird und konstruktive Details wie Verbindungen optimiert werden Verbindungen Stahlbauteile modularer Tragsysteme sind in der Regel gelenkig verbunden. Für die brandschutztechnische Optimierung von Träger-Stützenanschlüssen wurden in [10] häufig im Stahlhochbau verwendete Anschlusstypen rechnerisch untersucht: Stirnplattenanschlüsse Laschenanschlüsse (Fahnenbleche) Die vergleichsweise steifen Stirnplattenverbindungen können die im Brandfall durch das Ausdehnungsbestreben des ungeschützten Trägers entstehenden axialen Zwangkräfte durch Kontaktpressung und Axialkräfte in den Schrauben übertragen. Erst in der Abkühlphase, in der sich hohe Zugkräfte ausbilden, kann es zu einer Überbelastung der Schraubenzugkräfte und zum Zugbruch in der Stirnplatte kommen [16]. Der Vorteil der Laschenverbindung über Fahnenbleche liegt vor allem in der schnellen Montierbarkeit. Das Fahnenblech wird mit einer geringen Ausmitte an den Stützensteg bzw. -flansch geschweißt, sodass sich die Systemlinien von Träger und Stütze überschneiden. Aufgrund des geringen Widerstandmoments der Schweißverbindung ergibt sich ein nahezu momentfreier Anschluss. Der Trägersteg wird mit Schraubenverbindungen an das Fahnenblech angeschlossen. Die Schraubenverbindungen können im Brandfall durch große Scherkräfte belastet 26

26 Heißbemessung im Stahl werden, die zum Versagen der Schrauben oder zum Lochleibungsversagen führen. Bei Ausführung ungeschützter Stahlträger müssen die Anschlüsse dementsprechend ausgelegt werden. Eine mögliche Optimierung des Fahnenblechanschlusses kann durch die Anordnung so genannter Langlöcher vorgenommen werden (Bild 11). Durch die Langlochverbindung entsteht ein Normalkraftgelenk. Im Brandfall verursacht die Verlängerung des Trägers nach Überwindung der Reibung im Langloch eine Verschiebung der Schrauben im Langloch. In der Abkühlphase können sich die Schrauben bei Verkürzung des Trägers in entgegen gesetzte Richtung verschieben, sodass hohe Zugspannungsbelastungen des Anschlusses vermieden werden [10]. Verschiebung der im Loch mittig angeordneten Schrauben bei Temperaturbeanspruchung Bild 11 Anschluss durch Fahnenbleche mit Langlöchern im Kalten (links) und im Brandfall (rechts) Für die Untersuchung des Brandverhaltens der Fahnenblechanschlüsse mit und ohne Langlöcher und deren Optimierung wurde ein Tragwerksausschnitt modelliert [10]. Der Hauptträger in Achse F und die Stütze sind bekleidet, die Nebenträger in Achse 3 bis 5 sind ungeschützt ausgeführt (Bild 12). Der Nebenträger in Achse 4 sowie die Deckenplatten beidseitig des Nebenträgers werden mit einer stetig ansteigenden Temperatur beflammt. F D ux 5 beflammter Bereich uy 3 4 Stahlunterzug Bild 12 Modellierter Tragwerksausschnitt für die Simulation von verschiedenen Anschlusstypen im Brandfall 27

27 Fassung 21. September 2009 In Bild 13 wird die Verformung des Fahnenblechs ohne und mit Langlöchern gezeigt. Beim Anschlusstyp Fahnenblech mit Langlöchern können sich die Schrauben nach Überwindung der durch die Vorspannung aufgebrachten Reibungskräfte in Längsrichtung frei bewegen. Durch die zunehmende Mittendurchbiegung des Trägers verformt sich das Fahnenblech. Dadurch werden die Schrauben der unteren Reihe nach außen verschoben, die der oberen Reihe nach innen (Bild 11), sodass sich, ähnlich wie bei einer gelenkigen Verbindung, eine höhere Vertikalverformung des Nebenträgers einstellen kann. Die Verformung des Fahnenblechs ist beim Anschlusstyp Fahnenblech ohne Langlöchern bei gleicher Temperaturbeanspruchung größer. Aufgrund der durch die Schrauben ins Fahnenblech übertragenden Axialkräfte verformt sich das Blech wesentlich stärker in Horizontalrichtung und neigt zum Beulen. 2 mm 1 mm Bild 13 Verformung des Fahnenblechs ohne Langlöcher (links) und mit Langlöchern (rechts) bei einer Temperatur von 660 C am Nebenträgeruntergurt Infolge der Erwärmung des beflammten Nebenträgers und der aufliegenden Deckenplatte bilden sich Zwangschnittgrößen aus. In Bild 14 wird die Entwicklung der Normalkraft in Feldmitte für die beiden untersuchten Anschlusstypen dargestellt. Der Normalkraftverlauf ist qualitativ gleich, bei einer Temperatur von ca. 450 C am Nebenträgeruntergurt erreicht die Normalkraft ihr Maximum. Bei weiterer Erwärmung beginnt der Stahl zu plastizieren, mit fortschreitendem Verlust von Festigkeit und Steifigkeit plastiziert der gesamte Stahlquerschnitt, sodass zunächst das Zwangmoment und nach vollständiger Plastizierung des Querschnitts die axiale Zwangkraft abfällt und die Verformung ansteigt. Beim Anschlusstyp Fahnenblech mit Langlöcher beträgt die Normalkraft aufgrund der freien Längsverformbarkeit der Schrauben im Anschluss nur etwa 3/4 der Normalkraft des Anschlusstyps Fahnenblech ohne Langlöcher. Durch die aufliegende Deckenplatte baut sich im Träger eine axiale Zwangkraft auf. 28

28 Heißbemessung im Stahl Fahnenb. o. L. Fahnenb. m. L. Normalkraft [kn] Temperatur Untergurt [ C] Bild 14 Normalkräfte in Feldmitte bei unterschiedlicher Ausbildung des Träger- Stützenanschlusses Der Anschluss Fahnenblech mit Langlöchern bietet im Brandfall den Vorteil, dass die sich aufgrund des Ausdehnungsbestrebens des Trägers ausbildenden axialen Zwangkräfte und Längsverformungen im Vergleich zu anderen Anschlusstypen reduziert werden. Der auf benachbarte Bauteile ausgeübte Zwang wird vermindert. Das Fahnenblech wird durch die freie Verformbarkeit der Schrauben in den Langlöchern nicht durch Normalkräfte belastet, die zum Beulen des Blechs führen können. Dadurch verringert sich auch das Zwangmoment. Die Durchbiegung wächst wegen der freien Verformbarkeit der Schrauben, die sich in der unteren Reihe nach außen und in der oberen Reihe nach innen verschieben, stärker als bei anderen Anschlusstypen an. Bei Trägern, die an Außenstützen anschließen und deren seitliche Dehnbehinderung somit gering ist, muss die Horizontalverformung kontrolliert werden, damit die Langlöcher ausreichend groß bemessen sind, um die freie Längsverschiebung der Schrauben zu gewährleisten. Die Ergebnisse der numerischen Berechnungen zeigen, dass die Verbindung Fahnenblech mit Langlöcher im Brandfall die günstigsten Eigenschaften aufweist, weil Zwangschnittgrößen und Horizontalverformungen reduziert werden. Bei der Montage des Tragsystems ist die horizontale Verschieblichkeit der statisch als Normalkraftgelenk wirkenden Langlöcher zu beachten, im Bauzustand können daher Abspannungen erforderlich sein. 29

29 Fassung 21. September Simulation Gesamttragwerk eines mehrgeschossigen Gebäudes in Stahlbauweise 5.1 Untersuchtes Tragsystem Im Rahmen der Untersuchung [10] wurde ein Modell für die FE-Simulation des Gesamttragsystems mehrgeschossiger Stahl-Verbundkonstruktionen mit dem Programm ANSYS [14] erarbeitet. Mit dem Modell können Tragsysteme mehrgeschossiger Gebäude in Stahl-Verbundbauweise brandschutztechnisch bemessen werden. Bild 15 zeigt das statische System des Stahl-Tragwerks, welches aus Stützen, Hauptträgern in den Buchstabenachsen und Nebenträgern in den Zahlenachsen besteht. Die mit den Trägern schubfest verbundene Deckenplatte aus Stahlbeton-Fertigteilen spannt über die Nebenträger. Die Nebenträger werden in der Kalt-Statik als Stahl-Verbundeinfeldträger mit einer mitwirkenden Breite gleich dem Nebenträgerabstand bemessen. Die Stahlprofile der Nebenträger bestehen aus IPE 220 Profilen in S 355. Die Deckenplatten (Beton C30/37) haben eine Querschnittshöhe von 12 cm. Die Bewehrung der Deckenplatten besteht aus einer Mattenbewehrung R377 BSt 500 M mit einem Achsabstand zur Deckenunterkante von 20 mm. Parallel zur Deckenspannrichtung verlaufen in den Achsen C und F Hauptträger (IPE 300 in S 355), die in den Achsen 1, 4 und 7 an die Innenstützen (HEB 260 in S 355) anschließen. Die Nebenträger werden in den Achsen 1, 4 und 7 direkt mit den Innenstützen verbunden. In den Achsen 2, 3 sowie 5 und 6 schließen sie an die Hauptträger an. In den außen liegenden Achsen A und H werden die Lasten der Nebenträger von den Außenstützen (HEB 140 in S 355) aufgenommen. Das Tragwerk ist durch Verbände ausgesteift. Die mechanische Belastung der Deckenplatte beträgt 7,5 kn/m 2. Entsprechend der Erfahrungen aus großmaßstäblichen Brandversuchen werden sämtliche Stützen, Hauptträger und die Nebenträger in Achse 1 (Randträger) für eine Feuerwiderstandsdauer von 60 Minuten bekleidet. Alle anderen Nebenträger werden ungeschützt ausgeführt. Durch eine Bekleidung der Anschlüsse werden diese vor übermäßiger Erwärmung und damit einhergehendem Steifigkeitsverlust geschützt. Die Schraubenverbindungen der Anschlüsse werden über Kopplung der entsprechenden Knoten von Träger und Verbindungsblech modelliert. Sowohl die Schweißnahtverbindungen als auch die Verdübelung zwischen den Betonelementen der Deckenplatte und den Stahlelementen der Träger wird durch eine Kopplung der Knoten abgebildet. Am Fußpunkt werden die Verschiebungen in alle drei Koordinatenrichtungen behindert. Die aus der Belastung des darüber liegenden Stockwerks resultierenden Lasten werden am Stützenkopf zentrisch aufgebracht. 30