Auslegung von Flanschverbindungen aus glasfaserverstärktem Kunststoff (GFK) für die chemische Industrie. Abschlussbericht

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1 FORSCHUNGSVORHABEN AiF-Nr N Auslegung von Flanschverbindungen aus glasfaserverstärktem Kunststoff (GFK) für die chemische Industrie Abschlussbericht Vorhabenszeitraum: bis

2 Schlussbericht der Forschungsstelle(n) Technische Universität Clausthal Institut für Polymerwerkstoffe und Kunststofftechnik Agricolastraße Clausthal-Zellerfeld Universität Stuttgart Institut für Materialprüfung, Werkstoffkunde und Festigkeitslehre (IMWF) Pfaffenwaldring Stuttgart zu dem über die im Rahmen des Programms zur Förderung der Industriellen Gemeinschaftsforschung und -entwicklung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages geförderten Vorhaben N Auslegung von Flanschverbindungen aus glasfaserverstärktem Kunststoff (GFK) für die chemische Industrie (Bewilligungszeitraum: ) der AiF-Forschungsvereinigung DECHEMA e.v. Chemische Technik und Biotechnologie Stuttgart, Ort, Datum gez. H. Kockelmann gez. G. Ziegmann Name und Unterschrift des/der Projektleiter(s) an der/den Forschungsstelle(n) 0910

3 FORSCHUNGSVORHABEN AiF-Nr N Auslegung von Flanschverbindungen aus glasfaserverstärktem Kunststoff (GFK) für die chemische Industrie Abschlussbericht Vorhabenszeitraum: bis Verfasser: Dipl.-Ing. Stephanie Moritz, Materialprüfungsanstalt (MPA)Universität Stuttgart Dr.-Ing. Lena Josch, Institut für Polymerwerkstoffe und Kunststofftechnik (PuK) Universität Clausthal Berichtsdatum: Materialprüfungsanstalt (MPA) Universität Stuttgart

4 Kurzfassung Zielsetzung des Forschungsvorhabens war es, die im Vorgängervorhaben (AIF-Nr BG/1, Laufzeit bis ) entwickelten Prüfmethoden für Losflansche und Bunde einzelner Nennweiten aus glasfaserverstärktem Kunststoff (GFK) auf weitere Nennweiten anzuwenden, um das mechanische Verhalten von Flanschverbindungselementen aus GFK besser beschreiben und so einen Festigkeits- und Dichtheitsnachweis führen zu können. Zusätzlich wurden Festflansche aus GFK in die Untersuchungen einbezogen. Neben der experimentellen Führung des Festigkeitsnachweises wurden Spannungsberechnungen für Bunde und Festflansche aus GFK in Anlehnung an DIN 2505, AD-Merkblatt 2000 und DIN EN durchgeführt und mit Berechnungen nach der Methode der Finiten Elemente verglichen. Aus diesen Untersuchungen lassen sich die folgenden Schlussfolgerungen ableiten: für Bunde aus GFK bietet sich das AD-Merkblatt zur Berechnung der Spannung im höchstbeanspruchten Querschnitt an für Festflansche ist die Berechnung in Anlehnung an DIN 2505 geeigneter Eine Alternative stellt zudem die Berechnung unter Verwendung des Widerstandsmoments nach DIN EN dar. Welches Berechnungsverfahren schließlich für die Auslegung am besten geeignet ist, hängt aber u. a. vom jeweiligen Werkstoff und dessen Relaxationsverhalten im Betrieb ab und muss deshalb von Fall zu Fall entschieden werden. Es hat sich gezeigt, dass die in AD-Merkblatt N1 aufgeführten Abminderungsfaktoren, die in die Berechnung der Gesamtsicherheit einfließen, reduziert werden können. Auf diese Weise ist es möglich, höhere Dichtungspressungen als bisher zuzulassen, damit die von der Dichtung geforderte Mindestflächenpressung im Betrieb, trotz zum Teil hohem Schraubenkraftabfall durch Relaxationsvorgänge im GFK, eingehalten werden kann. Neben den Bauteilen selbst wurden die Materialien zur Flanschherstellung anhand von Proben und Bauteilausschnitten untersucht. Aus den Ergebnissen der Untersuchung des viskoelastischen Verhaltens wurde eine Methode erarbeitet die Schraubenkraftrelaxation vorherzusagen. Es besteht jedoch noch weiterer Forschungsbedarf für ein mögliches Folgevorhaben, da die Methode bisher nur für eine Nennweite verifiziert wurde und auch der Inliner noch nicht berücksichtigt werden konnte. Ein weiterer wichtiger Punkt des Vorhabens war die Untersuchung alternativ gefertigter Flansche. Hier wurden die RTM-Technik und die Wickeltechnik näher untersucht. Die RTM-Technik hat sich als mögliche Technik zur Fertigung von Flanschen herausgestellt. Allerdings sind noch weitere Untersuchungen zur Automatisierbarkeit und Wirtschaftlichkeit, sowie zur Übertragbarkeit auf andere Nennweiten erforderlich. Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht. i

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6 Kurzfassung... i 1 Forschungsthema Wissenschaftliche und wirtschaftliche Problemstellung Forschungsziel, Lösungsweg Forschungsziel Angestrebte Forschungsergebnisse Innovativer Beitrag der angestrebten Forschungsergebnisse Lösungsweg zur Erreichung des Forschungsziels Methodischer Ansatz Herstellung und Prüfung von Flanschverbindungen (Losflansche, Bunde, Festflansche, Inliner) Messtechnische Untersuchung, Stauchversuche Prüfung von Losflanschen Prüfung von Bunden Typ A mit Verkippungseinrichtung Prüfung von Bunden Typ A ohne Verkippungseinrichtung Prüfung von Bunden Typ C (DN50) Prüfung von Festflanschen Typ C (DN50) Bewertung der erforderlichen Sicherheit Untersuchung der Materialeigenschaften unterschiedlicher Flanschmaterialien Kennwertbestimmung an Proben und Bauteilausschnitten Ermittlung des Lang- und Kurzzeitkriechverhaltens verschiedener GFK- Werkstoffe Untersuchung an Inlinern Stauchversuch Leckageversuch Kriechrelaxationsversuch Beschreibung des Kriech- und Relaxationsverhaltens des Inlinermaterials Prüfung von Flanschverbindungen DN50 (Fest- / Losflansche) Losflanschverbindungen (Bunde Typ C, Losflansche Typ B) Festflanschverbindungen (Flansche Typ C) Prüfung von Losflanschverbindungen (Typ A) Berstdruckversuche (Los-/Festflanschverbindungen DN50) Erstellung einer klassifizierten Berechnungsvorschrift...67 iii

7 5.1 Vorschläge für eine Klassifizierung der Flansche nach Herstellungsverfahren und angepasste technische Anforderungen Berechnungsschema zur Abschätzung der Schraubenkraftrelaxation Berechnung der Schraubenkraftrelaxation für den Losflansch Berechnung der Schraubenkraftrelaxation für den Bund Berechnung der Schraubenkraftrelaxation für Flansch und Bund Berechnung der Schraubenkraftrelaxation für das Gesamtsystem Vergleich der Spannungsberechnung im höchstbeanspruchten Querschnitt mit Rechenmodellen und Normen Erweiterung vorhandener und Erstellung neuer FE-Modelle zur Berechnung von Los- und Festflanschverbindungen Vergleich der gemessenen Verschiebungen an der Oberfläche mit denen der FE Berechnung Berechnung von Festflanschen in Anlehnung an AD-Merkblatt und DIN Berechnung von Bunden in Anlehnung an AD-Merkblatt und DIN Berechnung von Bunden in Anlehnung an DIN EN Alternativer Vorschlag zur Vorauslegung von Flanschen abweichend von DIN Bestimmung der zulässigen Flächenpressungen bei der Montage Herstellung neuer modifizierter Flansche (Fest-/Losflansch) Herstellung von Losflanschen (DN50) in der RTM-Technik Ermittlung von Material- und Fertigungsparametern für die RTM-Technik Kostenabschätzung für einen RTM-Losflansch Vergleich mit Handlaminat und Vakuumverfahren Herstellung von Losflanschen (DN100) in der Wickeltechnik Herstellung von Festflanschen (DN100) in der Wickeltechnik Untersuchung der Eigenschaften im Stauchversuch Untersuchung der Schraubenkraftrelaxation bei optimierten Losflanschen DN50 im Prüfstand Zusammenfassung Personal- und Sachmitteleinsatz Gegenüberstellung der vorgegebenen Ziele mit den erzielten Ergebnissen Nutzen der erzielten Forschungsergebnisse iv

8 10.1 Wissenschaftlich-technischer und wirtschaftlichen Nutzen insbesondere für kleine und mittelständische Unternehmen Innovativer Beitrag und industrielle Anwendungsmöglichkeiten Ergänzungen zum Transfer Veröffentlichungen im Zusammenhang mit dem Vorhaben Durchführende Forschungsstellen Förderhinweis Anhang A Anhang B Literatur v

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10 1 Forschungsthema Auslegung von Flanschverbindungen aus glasfaserverstärktem Kunststoff (GFK) für die chemische Industrie 2 Wissenschaftliche und wirtschaftliche Problemstellung Die Nutzung von Flanschen auf Basis von GFK (glasfaserverstärkter Kunststoff) in der chemischen Industrie (glasfaserverstärktem Kunststoff) weist gegenüber dem Gebrauch von Stahlflanschen eine Reihe von Vorteilen auf. Neben der hohen chemischen Beständigkeit und der in vielen Anwendungsbereichen hinreichenden thermischen Beständigkeit von GFK bieten unterschiedliche Fertigungsverfahren von GFK-Bauteilen eine flexible Prozesstechnologie sowie die Möglichkeit, das Material durch gezielte Nutzung der anisotropen Eigenschaften beanspruchungsgerecht zu gestalten. Mit dem Ziel, die Auslegung von Flanschverbindungen mit Flanschen aus glasfaserverstärktem Kunststoff (GFK) für die chemische Industrie zu verbessern und Konservativitäten abzubauen, wurden im Vorgängervorhaben (AIF-Nr BG/1, Laufzeit bis ) zunächst Losflansche in zwei Nennweiten untersucht. Die Problematik in der Auslegung besteht zum Einen darin, dass die gleichen Vorraussetzungen und Annahmen wie für Stahlflansche gelten bzw. getroffen werden. Zum Anderen wird der Unterschied im Beanspruchungszustand bei Los- und Festflanschen nicht berücksichtigt. Ein weiterer Aspekt ist die einheitliche Bewertung unterschiedlich produzierter Flansche; der Werkstoff GFK ist je nach Art und Aufbau der Glasfaserverstärkung unterschiedlich zu bewerten. Eine Bewertung der Vorgehensweise in AD-Merkblatt N1 i hat ergeben, dass die Philosophie hinter der Auslegung, Besonderheiten des Werkstoffes wie Relaxation, Anisotropie und Inhomogenität durch Werkstoffabminderungsfaktoren zu berücksichtigen, dem realen Verhalten des Werkstoffes nicht gerecht wird. Die Anisotropie ist eine Eigenschaft, die das Steifigkeits- und Festigkeitsverhalten der Flanschverbindung nicht grundsätzlich verschlechtert, sondern gezielt eingesetzt werden kann, um das Bauteil für bestimmte Beanspruchungen auszulegen und zu optimieren. Die Entwicklung konkreter Empfehlungen für den Aufbau der Verstärkung würde zu einer besseren Ausnutzung des Werkstoffpotentials führen. Des Weiteren lässt das AD-Merkblatt N1 offen, wie mit den Einflüssen von äußeren Lasten und den Werkstoffeigenschaften der Chemieschutzschichten umzugehen ist. Die insbesondere im Bereich erhöhter Temperatur gegebene Relaxation der Flansche erfordert eine Optimierung der konstruktiven Gestaltung mit dem Ziel, die Relaxation auf ein mög- 7

11 lichst geringes Maß zu reduzieren und/oder durch geeignete Maßnahmen zu kompensieren. Beispielsweise wurde bei diesen stichprobenartigen Untersuchungen festgestellt, dass die Schraubenkraftrelaxation ohne Dichtung größer ist als mit Dichtung, weil letztere durch ihre Elastizität, d.h. elastische Rückfederung der Relaxation entgegenwirkt. Die nachgewiesene hohe Schraubenkraftrelaxation in kürzester Zeit (100 h und weniger ii ) lässt eine Optimierung des Gesamtsystems GFK-Flanschverbindung unter Betrachtung aller Einzelkomponenten (insbesondere Flansche, Losflansche, Dichtung) einschließlich der fertigungs- und gestaltungstechnischen Möglichkeiten und Randbedingungen zwingend notwendig erscheinen iii. Zur Vermeidung der Schraubenkraftrelaxation müssen die Bauteile bestimmte Mindestanforderungen erfüllen, welche im Rahmen des beantragten Vorhabens zu ermitteln sind. Letztlich ist dabei auch die großindustrielle Umsetzbarkeit unter ökonomischen Aspekten zu berücksichtigen. 3 Forschungsziel, Lösungsweg 3.1 Forschungsziel Angestrebte Forschungsergebnisse Wissenschaftlich-technische Ergebnisse Generelle Zielsetzung ist eine realistische und beanspruchungsgerechte Auslegung von Flanschverbindungen mit GFK-Flanschen (im Folgenden kurz mit GFK-Flanschverbindungen bezeichnet) sowie die Erschließung alternativer Herstellungsmethoden, die eine bessere Werkstoffausnutzung ermöglichen. Hierzu bieten sich folgende Wege an: 8 Übertragung und Überprüfung der im vorangegangenen Forschungsvorhaben (AIF- Nr BG/1) weiterentwickelten Auslegung von Losflanschen mit AD-Merkblatt N1 als Basis auf die noch nicht untersuchten Nennweiten bzw. Druckstufen und Herstellungsverfahren. Dieses Ziel kann erreicht werden über den Vergleich des Spannungszustandes aus der FE-Simulation aller Geometrien nach DIN und den betrachteten Lastzuständen mit den Ergebnissen aus der neuen Berechnungsmethode. Übertragung der Erkenntnisse auf Festflanschverbindungen sowie Behälterflansche, welche anderen Belastungen unterliegen und nicht mit der neu entwickelten Berechnungsmethode beschrieben werden können. Die Produktion und Prüfung von Prototypflanschen in RTM- und Wickeltechnik ermöglicht es zum Einen die Wirtschaftlichkeit dieser Verfahren für Los- und Festflansche zu überprüfen; zum Anderen können mit Hilfe dieser Verfahren Faserorientie-

12 rungen gezielt eingestellt werden, so dass das Potential des Werkstoffes GFK besser ausgeschöpft wird. Entwicklung einer Empfehlung für den Konstrukteur und Entwickler zu Faseranordnung und Lagenaufbau in gerichtet endlosfaserverstärkten Los- und Festflanschen sowie einer Rechenvorschrift für von der Empfehlung abweichende Lagenaufbauten. Berücksichtigung der mechanischen Eigenschaften der Chemieschutzschichten. Im Vorgängervorhaben wurden nur Flansche mit einer harzreichen Innenschicht als Schutzschicht betrachtet und beschrieben. In vielen Anwendungen kommen als Schutzschicht allerdings zusätzlich thermoplastische Werkstoffe zum Einsatz, deren Auswirkungen auf die mechanischen Eigenschaften, das Relaxationsverhalten und das Abdichtverhalten der Flanschverbindung bisher nicht untersucht sind und in der Auslegung nicht berücksichtigt werden Wirtschaftliche Ergebnisse Das wichtigste Ziel des Vorhabens ist eine Erhöhung der Betriebssicherheit und der Verfügbarkeit industrieller Chemieanlagen mit Flanschverbindungen aus GFK. Dies wiederum führt zu einer Reduktion des Instandhaltungsaufwandes und des Verlustes an Medium infolge Leckagen. Außerdem spart eine zielgerichtete Auslegung, bei der Überdimensionierung vermieden wird, Entwicklungskosten und Material. Alle diese Aspekte bedeuten eine nicht unerhebliche Kosteneinsparung und Wettbewerbsvorteile für alle betroffenen Industriesparten: Chemische Industrie, Dichtungs- und GFK-Flanschhersteller Innovativer Beitrag der angestrebten Forschungsergebnisse Die detaillierte Berechnung aller Varianten von GFK-Flanschverbindungen unter Berücksichtigung des spezifischen Werkstoffverhaltens auch der Chemieschutzschichten steigert deren Qualität und schließlich deren Akzeptanz und Einsatzmöglichkeiten in der Industrie. Zudem fordert die Umweltbehörde ab 2007 die Einhaltung der TA-Luft in Anlagen mit kritischen Medien, in welchen häufig GFK-Rohrleitungen eingesetzt werden. Daher soll dieses Vorhaben die Grundlage für eine einfache, aber werkstoffgerechte Berechnungsvorschrift liefern. 3.2 Lösungsweg zur Erreichung des Forschungsziels Methodischer Ansatz Es werden im ersten Schritt die Erkenntnisse über die im Vorgängervorhaben untersuchten DN50 und DN150 Losflanschverbindungen auf andere Nennweiten übertragen. Dies erfolgt mit den bereits bestehenden FE-Modellen, aber auch auf experimentellem Wege. Des Wei- 9

13 teren werden GFK-Festflansche mit den entwickelten Werkzeugen numerisch und experimentell untersucht. Chemieschutzschichten auf den Dichtflächen wirken für die Flanschverbindung wie zusätzliche Dichtungen. Deren Eigenschaften werden mit derselben Methodik wie die Dichtungen im Vorgängervorhaben untersucht und berücksichtigt Experimentelle Untersuchungen Zur Bewertung der verwendeten Materialien sowie zur Belieferung der FE-Modelle mit Materialdaten ist eine umfassende Kennwertermittlung erforderlich. Es werden sowohl linearelastische Eigenschaften als auch viskoelastische Eigenschaften anhand von Proben bestimmt. Es ist die Untersuchung der GFK-Materialien von Flansch und Bund, sofern nicht im Vorgängervorhaben bereits untersucht, wie auch die Charakterisierung der Chemieschutzschicht vorgesehen Numerische Berechnungen Ähnlich wie im Vorgängervorhaben (AiF-Nr BG/1) soll mit Hilfe von FE-Modellen das mechanische Verhalten der Flanschverbindungen analysiert werden. Dazu werden die bereits entwickelten Werkstoffmodelle auf die zusätzlich untersuchten GFK-Werkstoffe sowie die durch andere Herstellungsprozesse geänderten Werkstoffeigenschaften, z. B gezielt eingestellte Anisotropie, erweitert. Im nächsten Schritt werden Ergebnisse der FE-Berechnungen mit denen der experimentellen Untersuchungen verglichen und verifiziert. Dazu werden zum Einen die Ergebnisse von Messungen mit Dehnungsmessstreifen zu Hilfe genommen, zum Anderen wird die Flanschblattverformung mit Hilfe von Verschiebungsmessungen (Lochmaske als Referenzebene und Schieblehre, detaillierte Beschreibung im Abschlussbericht zum Vorgängervorhaben) ermittelt, welche dann auch mit den Simulationsergebnissen verglichen werden kann. 10

14 4 Herstellung und Prüfung von Flanschverbindungen (Losflansche, Bunde, Festflansche, Inliner) 4.1 Messtechnische Untersuchung, Stauchversuche Prüfung von Losflanschen Losflansche Typ A Wichtig für die Auslegung von Flanschverbindungen ist die Kenntnis des mechanischen Verhaltens, das die globalen Verformungen einer Flanschverbindung bestimmt. Im Vorgängerprojekt wurde ein Prüfaufbau entwickelt, mit dem sich die mechanischen Kennwerte von Losflanschen aus GFK im Stauchversuch ermitteln lassen und so einen Festigkeitsnachweis erlauben. Die Stauchversuche wurden für die Nennweiten DN50 und DN150 durchgeführt. Im aktuellen Vorhaben wurden jeweils 5 Versuche bei Raumtemperatur und bei 80 C mit den Nennweiten DN65, DN100 und DN250 in einer Prüfpresse mit ausreichendem Säulenabstand durchgeführt. Die Krafteinleitung erfolgte über abgetrennte Schraubenköpfe (s. Abbildung 4.1). Als Bundersatz diente eine Metallunterlage mit den entsprechenden Abmessungen. Das rechte Teilbild zeigt einen Flansch nach durchgeführter Prüfung. Der Rissinitiierungsbereich befindet sich unterhalb der Unterlegscheibe. In Abbildung 4.2 sind die erhaltenen Stauchkurven in Form der Kraft über der Verformung (axiale Verschiebung des Pressenquerhaupts (Maschinenweg)) dargestellt. Schraubenköpfe Abbildung 4.1: Schematischer Prüfaufbau (links), Losflansch Typ A nach Prüfung (rechts) Es ist ersichtlich, dass die maximal ertragbaren Kräfte mit zunehmender Nennweite steigen und für die Nennweite DN250 am größten sind. Gut zu erkennen ist die deutlich verminderte Festigkeit bei 80 C (Kurven in orange) und die damit verbundene reduzierte maximal erreichbare Flächenpressung im Vergleich zu RT (Kurven in schwarz). Außerdem sind durch 11

15 Kraft [kn] die Temperaturabhängigkeit der E-Moduln die Steifigkeiten reduziert (Steigung der Stauchkurve im linearen Bereich). Um die Messungen für die unterschiedlichen Nennweiten miteinander vergleichen zu können, wurde die Prüflast auf die verpresste Fläche einer Dichtung mit Normabmessungen bezogen. Die Stauchkurven sind in Abbildung 4.3 in Form der Flächenpressung über der Verformung (axiale Verschiebung) dargestellt. Der Stauchweg wurde für alle Kurven zum besseren Vergleich bei einer Dichtungsflächenpressung von 7.5 MPa zu Null definiert. Diese Pressung ergibt sich bei einem vorgegeben Drehmoment von 25 Nm gemäß DIN für die Nennweite DN50 und ist unter üblichen Betriebsbedingungen für GFK- Rohrleitungen ausreichend. DN 65 DN 100 DN 250 Axiale Verschiebung [mm] Abbildung 4.2: Last-Verformungskurven für Losflansche der Nennweiten DN65, DN100 und DN250 Zum besseren Vergleich sind die gemittelten Flächenpressungen bei Versagen aller untersuchten Nennweiten sowie die dazugehörigen Streubalken in Abbildung 4.4 eingetragen (für DN150 sowie DN50 bei 80 C wurden weniger als 5 Versuche durchgeführt, es wird hier deshalb keine Streuung angegeben). Insgesamt ist zu erkennen, dass die maximal erreichbare Flächenpressung bis DN150 stetig zunimmt, ab DN250 dann aber wieder abnimmt. Die Losflansche DN100 und DN150 weisen bei RT mit 36 MPa bzw. 37 MPa die größte Flächenpressung zum Zeitpunkt des Versagens auf. Bei 80 C nähern sich die Werte der Flächenpressungen aneinander an. Sie liegen hier im Bereich von 19 bis 24 MPa für die Nennweiten DN50, DN65, DN100 und DN250. Der Losflansch der Nennweite DN150 weist bei 80 C noch 31 MPa ertragbare Flächenpressung 12

16 Flächenpressung [MPa] Flächenpressung [MPa] auf. Für den Losflansch DN100 ist die erreichbare Flächenpressung gegenüber RT um 1/3 am stärksten zurückgegangen. Die Abweichungen vom Mittelwert betragen zwischen 5 % (bei DN50 (RT), sowie DN100 (80 C)) und etwa 10% für die restlichen Nennweiten. DN 65 DN 100 DN C 80 C 80 C Axiale Verschiebung [mm] Abbildung 4.3: Vergleich der Nennweiten DN65, DN100 und DN250 bezüglich der erzeugten Dichtungsflächenpressung Nennweite Abbildung 4.4: Gemittelte Flächenpressungen bei Versagen sowie zugehörige Streubalken 13

17 Steifigkeit [kn/mm] Die Bauteilsteifigkeit (s. Abbildung 4.5) nimmt ebenfalls wie die ertragbare Flächenpressung bis DN150 zu und fällt bei DN250 wieder ab. Sie ist beim Losflansch DN150 mit 434 kn/mm bei RT bzw. 294 kn/mm bei 80 C am größten. Bei den Losflanschen DN100 und DN250 ist sie gegenüber RT mit ca. 40 % im Vergleich zu den anderen Nennweiten am stärksten zurückgegangen. Die Abweichungen vom Mittelwert betragen bei RT etwa 15% für die Nennweite DN250, für die restlichen Nennweiten etwa 5%. Bei 80 C ist die Streuung etwas größer. Die Abweichung vom Mittelwert ist für die Nennweite DN65 mit 25 % am größten. Für die Nennweite DN100 beträgt sie noch 15% und für die Nennweite DN250 10%. Nennweite Abbildung 4.5: Gemittelte Steifigkeiten sowie zugehörige Streubalken Losflansche Typ B Es wurden jeweils fünf Versuche bei RT und 80 C mit den Losflanschen Typ B für die Nennweite DN50 durchgeführt. In ist der Losflansch B nach der Prüfung abgebildet. Im Unterschied zu Typ A versagt dieser zwischen den Schraubenlöchern. Hier wäre, wie im Vorgängervorhaben dargestellt, die analytisch hergeleitete Umfangsspannung als Kriterium für den Festigkeitsnachweis denkbar. In sind die erhaltenen Stauchkurven als Flächenpressung über der Nennweite im Vergleich zu denen der Losflansche Typ A dargestellt. Es fällt auf, dass die maximal erreichbaren Flächenpressungen der Losflansche Typ B mit 44 MPa im Mittel bei RT im Vergleich zu 25 MPa Flächenpressung der Losflansche Typ A fast doppelt so hoch sind. Ähnliches gilt bei 80 C (Losflansch Typ B: 34 MPa, Losflansch Typ A: 19 14

18 Flächenpressung [MPa] MPa). Die Abweichungen der Flächenpressungen vom Mittelwert liegen wie bei Typ A bei etwa 5%. Außerdem ist der lineare Verformungsbereich des Losflansches Typ B bei RT 25%, bei 80 C sogar 50% größer als bei Losflansch Typ A, so dass die Schraubenkraft bei Verwendung dieses Flansches deutlich höher gewählt werden könnte. Die Steifigkeiten bei RT sind allerdings ähnlich. Die gemittelte Steifigkeit für den Losflansch Typ B beträgt 150 kn/mm, die für den Losflansch Typ A etwa 160 kn/mm. Für 80 C ist sie beim Losflansch Typ B mit 87 kn/mm etwa ein Drittel kleiner als beim Losflansch Typ A (134 KN/mm). Abbildung 4.6: Losflansch Typ B nach Prüfung Axiale Verschiebung [mm] Abbildung 4.7: Vergleich der ermittelten Flächenpressungen der Losflansche Typ A und Typ B bei Versagen (jeweils 5 Versuche bei RT und 80 C) 15

19 4.1.2 Prüfung von Bunden Typ A mit Verkippungseinrichtung Zur Prüfung der Bunde wurde eine so genannte Verkippungseinrichtung konstruiert (s. Abbildung 4.8). Auf einer ebenen Grundplatte sind Nuten in Form eines 16-Ecks ausgefräst, in die gehärtete Stifte eingelegt werden. Darüber werden entsprechend viele Metallsegmente platziert. Auf diese Weise kann der Bund um eine definierte Kante gekippt werden. Der Durchmesser (dm) ergibt sich gemäß Vorgängervorhaben aus der Bedingung gleicher Dichtflächen innerhalb und außerhalb des Krafteinleitungskreises. Über den Bund wird ein Metalllosflansch mit den Abmessungen eines Losflansches aus GFK gelegt und in der Presse belastet. Mit dieser Vorrichtung ist es möglich den Bund im Ganzen zu prüfen, so dass auch das Stülpmoment, das durch die Beanspruchung in Umfangsrichtung erzeugt wird, berücksichtigt wird, was in der DIN bisher nicht vorgesehen ist, da hier die Bunde zur Ermöglichung der Verkippung in Segmente zerteilt werden. Es können nun die maximale Tragfähigkeit und somit die zulässigen Gesamtschraubenkräfte sowie die Steifigkeiten bestimmt werden, die für die Auslegung der Flanschverbindung erforderlich sind. Die Stauchkurven der einzelnen Versuche finden sich im Anhang (A 14-1 bis 14-3). Abbildung 4.9 zeigt einen Bund nach der Prüfung. Es bilden sich Risse in Umfangs- Metalllosflansch Bund Segmente Abbildung 4.8: Kippvorrichtung mit Segmenten (links), schematischer Prüfaufbau (rechts) Abbildung 4.9: Bund Typ A nach Prüfung 16

20 richtung am Übergang von der Auflagefläche des Losflansches zum Konus. Wie für die Losflansche wurde die Prüflast auf die verpresste Fläche einer Dichtung nach Norm bezogen, um die Ergebnisse für die verschiedenen Nennweiten miteinander vergleichen zu können. In Abbildung 4.10 sind daher die gemittelten Flächenpressungen bei Bruchlast aus jeweils fünf Versuchen bei Raumtemperatur (RT) und 80 C für die Nennweiten DN50 bis DN250 aufgeführt. Die höchste erreichbare Pressung weisen die Bunde der Nennweite DN65 mit 60 MPa bei RT bzw. 47 MPa bei 80 C auf. Im Vergleich zu den Losflanschen nehmen die Flächenpressungswerte bei DN100 dann aber wieder ab und erreichen ihr Minimum bei DN250 mit 37 MPa (RT) bzw. 31 MPa (80 C). Die Flächenpressungswerte für 80 C sind für alle Nennweiten um etwa 20 % gegenüber RT reduziert. Die Abweichungen vom Mittelwert betragen etwa 10 %, nur für die Nennweite DN250 bei 80 C beträgt die Abweichung 15%. In Abbildung 4.11 sind die gemittelten Flächenpressungen von Bunden und Losflanschen zum Vergleich in einem Diagramm dargestellt. Es zeigt sich, dass nur für die Nennweiten DN50 bis DN100 der Losflansch das festigkeitsmäßig begrenzende Bauteil darstellt. Bei DN250 bei RT sind der obere Grenzwert der Losflansche und der untere Grenzwert der Bunde mit 35 MPa identisch (s. rote Ellipse). Es lässt sich vermuten, dass bei der durchschnittlichen Streuung von etwa 10 % sich die Streubereiche für DN150 bei RT ebenfalls berühren bzw. schneiden. Bei 80 C ist der Unterschied der gemittelten Flächenpressungen hier am kleinsten (Losflansche: 31 MPa, Bunde: 32 MPa). Die gemittelten Flächenpressungen bei Bruchlast für die verschiedenen Nennweiten wurden hier dargestellt, um zu untersuchen, ob für alle Nennweiten der Losflansch das schwächere Bauteil darstellt. Dann müsste bei der Festigkeitsbetrachtung nur der Losflansch berücksichtigt werden. Da dies aber nur bis zur Nennweite DN100 gilt, müssen für alle größeren Nennweiten sowohl Bund als auch Losflansch geprüft werden. In Abbildung 4.12 sind die gemittelten Steifigkeiten der Bunde DN50 bis DN250 für RT und 80 C gezeigt. Die Steifigkeit der Bunde nimmt mit zunehmender Nennweite stetig zu. Es fällt auf, dass bei der Nennweite DN65 die Steifigkeit im Vergleich zu DN50 um das Dreifache höher ist (DN50: 317 kn/mm, DN kn/mm). Bis DN150 nimmt die Steifigkeit dann nur noch geringfügig zu. Bei der Nennweite DN250 ist sie mit 3069 kn/mm bei RT bzw kn/mm bei 80 C am größten. 17

21 Flächenpressung [MPa] Nennweite Abbildung 4.10: Gemittelte Flächenpressungen bei Versagen von Bunden aus fünf Versuchen sowie zugehörige Streubalken Abbildung 4.11: Gemittelte Flächenpressungen bei Versagen von Bunden und Losflanschen aus fünf Versuchen sowie dazugehörige Streubalken 18

22 Steifigkeit [kn/mm] Nennweite Abbildung 4.12: Gemittelte Steifigkeiten der Bunde sowie zugehörige Streubalken Wie bei den Losflanschen beträgt die Abnahme der Steifigkeit bei 80 C gegenüber RT etwa 40 %, bei DN250 sogar fast 60%. Die Abweichungen vom Mittelwert im Vergleich zu den Losflanschen ist recht groß. Bei DN100 beträgt sie ca. 100 %, bei DN250 ca. 50%. Am kleinsten ist die Abweichung für den Bund DN65 mit ca. 20 %. Bei 80 C ist die Streuung insgesamt etwas kleiner, beim Bund DN100 ca. 70%, 40 % bei der Nennweite DN250 und 10 % bei DN Prüfung von Bunden Typ A ohne Verkippungseinrichtung Da die Herstellung der Verkippungseinrichtung und Prüfung der Bunde mit dieser aufwändig ist, wurde auch eine Prüfung eines Bundes der Nennweite DN100 mit einer Dichtung statt Verkippungseinrichtung durchgeführt. Im Unterschied zu den Stauchkurven der Bunde ist bei der Stauchkurve, die mit Dichtung gemessen wurde, die Steifigkeit reduziert. Dies resultiert daraus, dass die Gesamtsteifigkeit dem Kehrwert der Summe der Steifigkeit von Bund und Dichtung entspricht. Die Flächenpressung bei Bruchlast ist allerdings identisch. Um den Einfluss der Dichtung auf die mechanischen Bauteilkennwerte des Bundes auszuschließen, muss die Verformung einer Dichtung von der Verformung eines Bundes mit Dichtung abgezogen werden. Dazu wurde eine einzelne Dichtung im Stauchversuch mit einem Metallbund sowie einem Metallflansch (s. Abbildung 4.13) geprüft. Hier ist gut zu erkennen, dass die ermittelte Stauchkurve (orange) nach Abzug des Anteils der Dichtung inner- 19

23 halb des Streubandes der gemessenen Stauchkurven mit Verkippungseinrichtung liegt. Es kann also bei der Prüfung auf die Verkippungseinrichtung verzichtet werden. Axiale Verschiebung [mm] Abbildung 4.13: Stauchkurve einer Dichtung aus PTFE, geprüft mit Metallbund und Stahlflansch bei RT Axiale Verschiebung [mm] Abbildung 4.14: Gemessene Stauchkurven von Bunden DN100, geprüft mit Verkippungseinrichtung (blau), mit Dichtung (grün) bei RT und ermittelte Stauchkurve (orange) 20

24 4.1.4 Prüfung von Bunden Typ C (DN50) Neben den Bunden der Firma A wurden auch Bunde der Firma C mit der Nennweite DN50 geprüft. Das Stauchverhalten wurde an sechs verschiedenen Varianten untersucht: handlaminierte Bunde aus reinem GFK handlaminierte Bunde mit PVC-Inliner handlaminierte Bunde mit PP-Inliner verpresste Bunde mit reinem GFK verpresste Bunde mit PVC-Inliner verpresste Bunde mit PP-Inliner Handlaminierte Bunde Die Ergebnisse der Prüfungen der handlaminierten Bunde (kurz Hl. Bunde) sind in Abbildung 4.15 dargestellt. Die axialen Verschiebungen wurden bei einer Kraft von 40 kn zu Null gesetzt, was der vorgegebenen Flächenpressung von 7.5 MPa entspricht. Geprüft wurden die Bunde einmal mit Verkippungseinrichtung und Metalllosflansch sowie mit Verkippungseinrichtung und GFK-Losflansch Typ B. Axiale Verschiebung [mm] Abbildung 4.15: Gemessene Stauchkurven von handlaminierten Bunden DN50 des Typs C und Stauchkurve von Bund DN50 Typ A Eine komplette Verbindung bestehend aus PTFE-Dichtung, zwei GFK-Losflanschen und Hl. 21

25 Bunden (rein GFK) wurde ebenfalls geprüft (orange Messkurve in Abbildung 4.15). Die Bruchlasten und Steifigkeiten sind in Tabelle 1 eingetragen. Die Werte wurden jeweils aus zwei Versuchen bei RT gemittelt. Wegen vorzeitigem Abbruch der Versuche aus Sicherheitsgründen konnte die Bruchlast für die Hl. Bunde (rein GFK) nicht ermittelt werden. Deshalb wird als Bruchlast die höchste aufgebrachte Belastung verwendet. Der Hl. Bund (rein GFK) weist im Vergleich zu den anderen Bunden vom Typ B die größte gemessene Bruchlast auf (528 kn). Es treten aber frühzeitig Risse auf, die sich in der Bildung von Zacken äußern (in der Abbildung 4.15 als rote Kreise markiert). Bei den Hl. Bunden mit PVC- und PP- Inliner tritt dies nicht auf. Ihre Bruchlast ist im Vergleich zum Hl. Bund (rein GFK) um 90 % bzw. 80% reduziert. Die höchste Steifigkeit weist ebenfalls der Hl. Bund (rein GFK) mit 766 kn/mm auf, gefolgt vom Bund mit PP-Inliner (599 kn/mm) und PVC-Inliner (580 kn/mm). Im Vergleich zu der Messung an den Hl. Bunden ist die Bruchlast des Bundes vom Typ A nur etwa halb so groß (235 kn). Die Steifigkeit liegt mit 320 kn/mm auch deutlich unter den am Typ B gemessenen Steifigkeiten. Kennwerte Hl. Bund m. Metallflansch u. Verkippungseinr. Hl. Bund+ GFK Flansch Komplette Verbindung m. Dichtung Bruchlast: PVC 473 kn Losflansch: 214 kn PP 426 kn Losflansch: 209 kn rein GFK 528 kn Losflansch: 201 KN Losflansch: 212 KN Steifigkeit: PVC 580 kn/mm 120 kn/mm PP 599 kn/mm 126 kn/mm rein GFK 766 kn/mm kn/mm 55 KN/mm El. Bereich: PVC 30 kn- 146 kn 39.5 kn-103 kn PP 42 kn- 91 kn 29 kn-114 kn rein GFK 34 kn -85 KN 35 kn-95.5 kn 40 kn- 128 kn Tabelle 1: Bruchlasten und Steifigkeiten für Hl. Bunde DN50 Typ C aus reinem GFK und mit zwei verschiedenen Inlinern Um die Unterschiede in den Kennwerten aufzuzeigen, wurden auch Messungen mit GFK- Losflanschen statt eines Metalllosflansches durchgeführt. Dabei erwies sich der Losflansch als schwächstes Teil. Alle GFK-Losflansche versagen vor dem Bund bei nahezu gleicher Bruchlast. Die Steifigkeit ist im Vergleich zur Prüfung mit Metallflansch reduziert, da sie sich aus der Summe der Kehrwerte der Einzelsteifigkeiten von Bund und GFK-Losflansch ergibt. Bei der Prüfung der kompletten Verbindung ist die Bruchlast (schwächstes Teil ist der Losflansch) wieder in etwa die gleiche, wie bei dem entsprechenden Versuch mit GFK- Losflansch und GFK-Bund. Die Steifigkeit ist jetzt noch kleiner, da sie sich aus den Steifigkeiten der PTFE-Dichtung und aus jeweils zwei GFK-Losflanschen und GFK-Bunden zu- 22

26 sammensetzt. Wenn man die Gesamtsteifigkeit aus den gemessenen Einzelsteifigkeiten berechnet (für die Steifigkeit des Losflansches wird 150 kn/mm verwendet (s. Kap Losflansche Typ B), der Wert der Dichtung wird gemäß Vorgängerprojekt mit 400 kn/mm angesetzt), ergibt sich ein Wert von 54,2 kn/mm. Dieser deckt sich fast genau mit dem an der kompletten Verbindung gemessenen Wert. Dies zeigt die Richtigkeit der Vorgehensweise mit der Prüfung der einzelnen Bauelemente einer Flanschverbindung Verpresste Bunde Die Ergebnisse der Prüfungen der verpressten Bunde sind in Abbildung 4.16 dargestellt. Diese Messungen wurden ebenfalls bei RT jeweils zweimal durchgeführt. Auch hier zeigen die Bunde mit reinem GFK (mit eingeklebtem und am Flanschblatt umgebördelten GFK- Rohr) die höchste Bruchlast und besitzen die höchste Steifigkeit. Die ermittelten Kennwerte sind in Tabelle 2 angegeben. Abbildung 4.16: Gemessene Stauchkurven von verpressten Bunden DN50 Typ C Im Vergleich zu den handlaminierten Bunden sind die Bruchlasten um etwa 1/3 kleiner, die Steifigkeiten sind bei den verpressten Bunden mit PVC- und PP-Inliner um 50 % geringer, beim verpressten Bund mit reinem GFK nur etwa 10 %. 23

27 Kennwerte Bruchlast: PVC PP rein GFK verpr. Bund m. Metallflansch u. Verkippungseinr. 309 kn 276 kn 359 kn Steifigkeit: PVC PP rein GFK El. Bereich: PVC PP rein GFK 293 kn/mm 306 kn/mm 670 kn/mm 40 kn-120 kn 40 kn kn 27 kn- 128 kn Tabelle 2: Bruchlasten und Steifigkeiten für verpresste Bunde DN50 Typ C mit reinem GFK (mit eingeklebtem und am Flanschblatt umgebördelten GFK-Rohr) und mit zwei verschiedenen Inlinern Prüfung von Festflanschen Typ C (DN50) Um das mechanische Verhalten von Festflanschen zu untersuchen, wurden Festflansche der Firma C der Nennweite DN 50 ebenfalls einem Stauchversuch unterzogen. Es wurden zwei verschiedene Varianten geprüft: Handlaminierte Festflansche Verpresste Festflansche Wie für die Prüfung der Bunde wurden die Festflansche zur Einbringung des Biegemoments mit einer Verkippungseinrichtung geprüft. Die Position der Ersatzdichtungskraft wurde analog zum Vorgehen bei den Bunden ermittelt und entspricht dem Durchmesser d m, Abbildung Metallischer Ring zur Übertragung der Maschinenkraft Festflansch d m Verkippungseinrichtung Abbildung 4.17: Prüfaufbau für Festflansche (schematisch) 24

28 Versagen im Radius in Form von Umfangsrissen Später radiale Rissausbildung zwischen den Schrauben Abbildung 4.18: Handlaminierter Festflansch nach Prüfung Der Flansch versagt am Übergang vom Flanschblatt zum Konus (s. Abbildung 4.18). Es bilden sich dabei zunächst Risse in Umfangsrichtung, später auch radiale Risse zwischen den Schrauben aus. Die Flansche wurden mit unterschiedlichen Flanschblattdicken geliefert. Die Stauchkurven der handlaminierten Flansche mit einer Blattdicke von 14 mm sind in Abbildung 4.19 dargestellt. Wie für alle anderen Stauchprüfungen wurde auch hier wieder bei einer Kraft, die einer Flächenpressung von 7.5 MPa entspricht, die axiale Verschiebung auf Null gesetzt. Die gemittelte Bruchlast beträgt 261 kn, die Steifigkeit 108 kn/mm. Es bilden sich wie bei der Prüfung der handlaminierten Bunde während der Prüfung Risse aus, die sich in der Bildung von Zacken in der Messkurve äußern. Abbildung 4.19: Gemessene Stauchkurven von handlaminierten Festflanschen bei RT 25

29 Die Stauchkurven der verpressten Festflansche sind in Abbildung 4.20 dargestellt. Die Bruchlast liegt mit gemittelten 194 kn etwa ¼ unter dem an handlaminierten Festflanschen gemessenen Wert. Die Steifigkeit ist mit 121 kn etwas höher. Abbildung 4.20: Gemessene Stauchkurven von verpressten Festflanschen bei RT Die gemessenen Stauchkurven der handlaminierten Festflansche mit der Flanschblattdicke 18 mm und 14 mm sind in Abbildung 4.21 dargestellt. Beide Messkurven zeigen wieder einen Versatz in ihrem Kurvenverlauf durch Rissbildung. Die Bruchlast beim 18 mm dicken Flansch beträgt 279 kn, die Steifigkeit 124 kn/mm. Sie liegen damit etwas höher als beim Flansch mit der Dicke von 14mm. Die Schraubenkraft beim 18 mm Flansch liegt gegen Ende des linearen Bereichs bei 142 kn und ist somit ca. ¼ größer. Abbildung 4.21: Gemessene Stauchkurven von handlaminierten Festflanschen bei RT 26

30 Um die Vorgehensweise nach den gängigen Berechnungsvorschriften zu überprüfen, bei der die Krafteinleitung in der Schraubenachse angenommen wird, wurde ebenso eine Messung durchgeführt, bei der Kugeln in die Schraubenköpfe gelegt waren, Abbildung Kugeln Schraubenköpfe Festflansch Verkippungseinrichtung Abbildung 4.22: Prüfaufbau mit verpresstem Festflansch und mit Kugeln auf den Schraubenköpfen Die Bruchlasten betragen 229 kn für den 18 mm dicken Flansch ohne Kugeln und 195 kn bei Krafteinleitung in die Achse. Die Steifigkeit bei Prüfung ohne Kugeln beträgt 145 kn/mm; bei Krafteinleitung in die Achse ist sie ca. 30 % (107 kn/mm) kleiner. Abbildung 4.23: gemessene Stauchkurven von verpressten Festflanschen bei RT, unterschiedliche Krafteinleitung Neben der Steifigkeit ist auch der linear abhängige Hebelarm um 30% reduziert, was in kleineren tatsächlichen Spannungen resultiert. Um diesen Unterschied zu verdeutlichen ist der Stauchweg der Messkurven mit und ohne Kugeln für 18 mm Flanschblattdicke derart ver- 27

31 schoben, dass die Gerade im linearen Bereich im Ursprung beginnt. Der Stauchweg ist für 50 kn gestrichelt eingezeichnet. Mit der Annahme der Krafteinleitung in die Schraubenachse ist somit das berechnete Biegemoment in der Berechnung zu hoch angesetzt, Abbildung Abbildung 4.24: Stauchkurven bei unterschiedlicher Lasteinleitung und daraus resultierende axiale Verschiebungen Bewertung der erforderlichen Sicherheit Zur Berechnung der zulässigen Schraubenkräfte wird wie im Vorgängervorhaben der Quotient aus der im Stauchversuch ermittelten Bruchlast und der erforderlichen Sicherheit gebildet: F zul = F max / S Die Sicherheit S setzt sich zusammen aus den im AD Merkblatt 2000 aufgeführten Abminderungsfaktoren, multipliziert mit der Bruchsicherheit von 2,0. Die Abminderungsfaktoren berücksichtigen: das Zeitstandverhalten mit A1 = 2,0 den Einfluss von Beschickung und Witterung mit A2 = 1,2 den Einfluss der Betriebstemperatur mit A3 = 1,4 den Einfluss von Streuung und Inhomogenität mit A4 = 1,2 Dies ergibt einen maximalen Gesamtabminderungsfaktor von 8,

32 Die Verwendung einer solch hohen Sicherheit bedingt allerdings, dass die zulässige Schraubenkraft bei der Montage so gering wird, dass das Dichtverhalten im Betrieb auf Dauer gefährdet ist. Daher ist es notwendig, bei hinreichender Kenntnis des Werkstoff- und Beanspruchungszustandes die Abminderungsfaktoren zu reduzieren. Im Vorgängervorhaben wurde bereits diskutiert, wie Streuung, Temperatur und Witterung auf einen Abminderungsfaktor von 1 reduziert werden können. Im Folgenden soll nun erläutert werden, warum auch das Zeitstandverhalten für die Festigkeitsbetrachtung nicht relevant ist iv. Es ist zu beachten, dass es sich auch bei einer GFK-Flanschverbindung um eine normalerweise einmalig verspannte Verbindung handelt. Im Betrieb kommt es im Vergleich zu Flanschverbindungen aus metallischen Werkstoffen zu relativ hohen Verformungen, die eine Abnahme der Festigkeit bedingen. Dies führt außerdem zu einer zeitlichen Abnahme der Schraubenkraft. Wenn die Kraft bei der Montage nun mit dem Abminderungsfaktor für das Zeitstandverhalten reduziert wird, führt dies durch die zeitliche Abnahme der Flächenpressung zu einer erhöhten Leckage. Somit muss das Zeitstandverhalten nicht in die Festigkeitsbetrachtung mit einfließen, sondern in die Führung des Dichtheitsnachweises. Bei Verwendung einer Gesamtsicherheit von 2 gegen Bruch ergeben sich für die Losflansche des Typs A die in Tabelle 3 Zeile 4 angegebenen Flächenpressungen bzw. Schraubenkräfte. Man sieht, dass mit dieser Sicherheit der elastische Bereich (s. Zeile 5) bereits ziemlich ausgenutzt ist. Das Problem bei GFK besteht darin, dass die Bruchlast im Vergleich zum elastischen Bereich sehr hoch ist, so dass aufgrund dieser Tatsache eine generelle Anhebung der Sicherheit gegen Bruch auf 4 sinnvoll erscheint. Verpresste Fläche DN mm^2 DN mm^2 DN mm^2 DN mm^2 DN mm^2 Elastischer Bereich MPa (21 kn-71 kn) MPa (25 kn-101 kn) MPa (69 kn- 185 kn) MPa (96 kn-319kn) MPa (153 kn-343 kn) Pressung bei Bruchlast 23.8 MPa (125 kn) 23.1 MPa (162 kn) 36.8 MPa (339 kn) 37 MPa (476 kn) 31.4 MPa (640 kn) Pressung bei Sicherheit MPa (62kN) 11.5 MPa (80kN) 18.4 MPa (169kN) 18.5 MPa (238kN) 15.7 MPa (320 kn) Ausnutzung des el. Bereichs 87.5% 79.8% 91.5% 74.6% 93.5% Tabelle 3: Mechanische Kennwerte von Losflanschen der Nennweiten DN50 bis DN250 29

33 Für die Bunde des Typs A ergeben sich analog folgende Werte (s. Tabelle 4) Verpresste Fläche DN mm^2 DN mm^2 DN mm^2 DN mm^2 DN mm^2 Elastischer Bereich MPa (42 kn-125 kn) MPa (70 kn- 211 kn) MPa (82 kn-143kn) (64 kn- 278kN) (196 kn-279 kn) Pressung (MPa) bei Bruchlast 45.2 MPa (237 kn) 55 MPa (387 kn) 53.3 MPa (491 kn) 42.5 MPa (547 kn) 37.9 MPa (773 kn) Pressung (MPa) bei Sicherheit MPa (119 kn) 27.5 MPa (193 kn) 26.6 MPa (245 kn) 21.3 MPa (274 kn) 19 MPa (387 kn) Ausnutzung des el. Bereichs 90% 91.7% 172% 98.4% 138.3% Tabelle 4: Mechanische Kennwerte von Bunden der Nennweiten DN50 bis DN250 Hier ist bei Ansatz einer Sicherheit von 2 der elastische Bereich für die Nennweiten DN100 und DN250 bereits überschritten bzw. mit % (DN50 - DN65 und DN150) sehr hoch ausgenutzt. Die Verwendung einer Sicherheit von 4 ist daher ebenfalls angeraten. Die elastischen Bereiche der Hl. Bunde DN50 des Typs C bei RT sind in Tabelle 5 dargestellt. Kennwerte Hl. Bund m. Metallflansch u. Verkippungseinr. Hl. Bund+ GFK Flansch Komplette Verbindung m. Dichtung Bruchlast: PVC 473 kn Losflansch: 214 kn PP 426 kn Losflansch: 209 kn rein GFK 528 kn Losflansch: 201 KN Losflansch: 212 KN Steifigkeit: PVC 580 kn/mm 120 kn/mm PP 599 kn/mm 126 kn/mm rein GFK 766 kn/mm kn/mm 55 KN/mm El. Bereich: PVC 30 kn- 146 kn 39.5 kn-103 kn PP 42 kn- 91 kn 29 kn-114 kn rein GFK 34 kn -85 KN 35 kn-95.5 kn 40 kn- 128 kn Tabelle 5: Schraubenkräfte im elastischen Bereich sowie Bruchlasten von Hl. Bunden DN50 des Typs C aus reinem GFK und mit zwei verschiedenen Inlinern bei RT Man sieht, dass in Tabelle 5, Spalte 1 trotz der höheren Festigkeiten (Umrandung grün gestrichelt) im Falle der Hl. Bunde mit PP-Inliner und mit reinem GFK kein höherer elastischer Bereich (Umrandung rot durchgezogen) im Vergleich zu den Bunden des Typs A (Tabelle 4, 30

34 1. Spalte) vorliegt. Nur für den Bund mit PVC-Inliner ist der elastische Bereich 30% größer. Das Abweichen vom linearen Bereich wird vor allem durch frühzeitige Faserbrüche verursacht. Bei diesem Werkstoff ist eine Sicherheit von 4 nicht ausreichend. Die elastischen Bereiche der verpressten Bunde DN50 des Typs C bei RT sind in Tabelle 6 dargestellt. Kennwerte Bruchlast: PVC PP rein GFK verpr. Bund m. Metallflansch u. Verkippungseinr. 309 kn 276 kn 359 kn Steifigkeit: PVC PP rein GFK El. Bereich: PVC PP rein GFK 293 kn/mm 306 kn/mm 670 kn/mm 40 kn-120 kn 40 kn kn 27 kn- 128 kn Tabelle 6: Schraubenkräfte im elastischen Bereich sowie Bruchlasten von verpressten Bunden DN50 des Typs C mit reinem GFK (mit eingeklebtem und am Flanschblatt umgebördelten GFK-Rohr) und mit zwei verschiedenen Inlinern bei RT Trotz geringerer Bruchlast im Vergleich zu den Hl. Bunden (s. Tabelle 5) sind die elastischen Bereiche für die verpresste Variante mit PP-Inliner und mit reinem GFK größer. Eine Sicherheit von 4 wäre bei diesem Werkstoff wieder zur Bestimmung der zulässigen Schraubenkräfte ausreichend. In Tabelle 7 sind die Bruchlasten und elastischen Bereiche der Festflansche DN50 bei RT eingetragen. Auch hier ist eine Sicherheit von 4 ausreichend. Der obere Wert des elastischen Bereichs ist beim laminierten Festflansch etwas höher. Tabelle 7: Schraubenkräfte im elastischen Bereich sowie Bruchlasten von Hl. und verpressten Festflanschen der Nennweite DN 50 bei RT 31

35 4.2 Untersuchung der Materialeigenschaften unterschiedlicher Flanschmaterialien Kennwertbestimmung an Proben und Bauteilausschnitten Im Vorgängervorhaben wurden im Wesentlichen die Flansche in zwei Nennweiten und das verwendete Material eines Herstellers untersucht. Die gleiche Vorgehensweise sollte nun auf drei weitere Nennweiten (DN65, DN100 und DN250) und einen weiteren Hersteller angewandt werden. Die Untersuchung der mechanischen Kennwerte und die Untersuchung des Kriechverhaltens ließ sich für das Material des zweiten Herstellers jedoch nicht durchführen, da dieser kein Rohmaterial zur Verfügung stellen konnte und die für die Prüfung der mechanischen Eigenschaften erforderlichen Proben nicht gefertigt werden konnten. An Losflanschen der Nennweiten DN65, DN100 und DN250 von Hersteller A sowie der Nennweiten DN100 und DN250 von Hersteller B wurden jedoch Dichtemessungen und Fasergehaltsbestimmungen durchgeführt. Des Weiteren wurden Klebebunde der Firma A in den Nennweiten DN65, DN100 und DN250 untersucht. Außerdem wurden an einigen Flanschen und Bunden mikroskopische Untersuchungen durchgeführt. 70,00% 60,00% 50,00% 40,00% Fasermassengehalt Faservolumengehalt 30,00% 20,00% 10,00% 0,00% DN50 DN65 DN65 DN100 DN100 DN150 DN250 DN250 DN100 DN100 DN250 DN250 A A A A A A A A B B B B Abbildung 4.25: Fasergehalt von Losflanschen unterschiedlicher Nennweite und verschiedener Hersteller 32

36 70,00% 60,00% 50,00% 40,00% Fasermassengehalt Faservolumengehalt 30,00% 20,00% 10,00% 0,00% DN100B DN100B DN65B DN65B DN65B DN250B DN250B DN250B A A A A A A A A Abbildung 4.26: Fasergehalt von Klebebunden unterschiedlicher Nennweite Die Ergebnisse der Fasergehaltsbestimmungen (Abbildung 4.25 und Abbildung 4.26) zeigen, dass sich mit dem von Firma A verwendeten SMC-Material sowohl für Bund als auch Flansche ein gut reproduzierbarer Fasergehalt einstellt. Die in der Nasspresstechnik hergestellten Flansche der Firma B haben hingegen schwankende Eigenschaften. Mit einem Faservolumengehalt zwischen 30 und 48 % werden die Anforderungen aus der DIN erfüllt. Die in den Veraschungsversuchen zur Fasergehaltsbestimmung erhaltenen Faserrückstände zeigen, dass die Bauteile alle eine wellige Faserorientierung aufweisen (Abbildung 4.27 bis Abbildung 4.29). Diese Faserverteilung, welche zu einem kaum vorhersagbaren Versagensverhalten führt, wurde schon im Vorgängervorhaben an DN 50 und DN150 Losflanschen beobachtet. Hier ist insbesondere bei den Bunden die wellenförmige Anordnung von oben nach unten im Ansatz erkennbar (Abbildung 4.29). In den mikroskopischen Aufnahmen (Abbildung 4.30 bis Abbildung 4.32) sind außerdem Lufteinschlüsse zu erkennen, welche teilweise einen Durchmesser größer als 1 mm aufweisen. In den Losflanschen befinden diese sich meistens mittig, im Bund mittig unterhalb der Bundauflagefläche, bei der größeren Nennweite DN250 auch unterhalb des Radius und im konischen Ansatz (Abbildung 4.33). Bei den Losflanschen befinden sich Lufteinschlüsse in unkritischen Bereichen, bei den Bundstutzen ist jedoch gerade der Bereich unterhalb des Radius kritisch. Neben den Flanschausschnitten von Hersteller A und B wurde das Material untersucht, welches im Vorgängervorhaben für die in RTM-Technik gefertigten Flansche ausgewählt wurde. Das Vinylesterharz wurde mit zwei verschiedenen Geweben mit dem Vacuum Assisted 33

37 Resin Infusion Verfahren zu Platten verarbeitet, aus denen Proben für die mechanische Prüfung geschnitten wurden. Bei einem Faservolumengehalt von 53% wird mit einem Leinwandgewebe mit 280 g/m² Flächengewicht ein E-Modul von MPa und eine Festigkeit von 590 MPa erreicht. Mit einem 390g/m² Leinwandgewebe wird bei einem Faservolumengehalt von 52% ein E-Modul von MPa und eine Festigkeit von 550 MPa erreicht. Alle Kennwerte wurden in der Dreipunktbiegeprüfung ermittelt. Abbildung 4.27: Veraschter Losflanschausschnitt DN100 Hersteller B Abbildung 4.28: Veraschter Losflanschausschnitt DN250 Hersteller B Abbildung 4.29: Veraschter Bundausschnitt DN100, Hersteller A 34

38 Abbildung 4.30:Mikroskopische Aufnahme eines DN65 Losflanschausschnittes, Hersteller A Abbildung 4.31: Mikroskopische Aufnahme eines DN250 Losflanschausschnittes, Hersteller B Abbildung 4.32: Mikroskopische Aufnahme eines DN100 Bundausschnittes, Hersteller A Ermittlung des Lang- und Kurzzeitkriechverhaltens verschiedener GFK-Werkstoffe Aus den bereits genannten Gründen konnten keine Proben aus dem Material der Firma B hergestellt werden, da diese kein Rohmaterial liefern konnte. Das Kriechverhalten des SMC- Materials von Firma A ist im Vorgängervorhaben bereits untersucht worden. Daher beschränken sich die Untersuchungen hier auf das in der RTM-Technik verwendete Material und den Vergleich mit dem SMC-Material. Zur Beschreibung des Kurzzeitkriechverhaltens wurden Versuche nach der Zeit-Temperatur- Superpositionsmethode (TTS) durchgeführt unter Dreipunktbiegung. Beim TTS werden Kriechversuche bei unterschiedlichen Temperaturen durchgeführt (Abbildung 4.34), die 35

39 Kriechnachgiebigkeiten werden dann doppelt logarithmisch aufgetragen und zu einer Masterkurve übereinander geschoben (Abbildung 4.35). Die so ermittelten Verschiebefaktoren können dann abhängig von der Temperatur T mit der WLF-Gleichung beschrieben werden (Abbildung 4.36): log a T C1 ( T TRe f ) Glg. 4.1 C T T 2 Re f mit dem Verschiebfaktor a T der Referenztemperatur T Ref und den Materialkonstanten C 1 und C 2. Abbildung 4.33: Ausschnitte von Bunden des Herstellers A mit Lufteinsschlüssen (rote Markierung); v.l.n.r.: DN250, DN250, DN100 (nach Bayer-Werksnorm), DN65, DN65 Die Kriechnachgiebigkeit bei der Referenztemperatur lässt sich nur anhand der Masterkurve durch ein Potenzgesetz abhängig von der Zeit t beschreiben (Abbildung 4.36): J( t) K1 K2t n Glg. 4.2 mit der Kriechnachgiebigkeit J(t) und den Materialkonstanten K1, K2 und n. Durch Ermittlung dieser fünf Materialkonstanten ist es anschließend möglich, die Kriech- 36

40 nachgiebigkeit für beliebige Temperaturen unterhalb des Glasübergangs zu ermitteln, wenn - wie hier der Fall - unterhalb des Glasübergangs gemessen wurde. Dabei ist die Aussage für das Verhalten innerhalb des gemessenen Temperaturbereiches am zuverlässigsten. Des Weiteren lässt sich das Kriechverhalten über einen längeren Zeitraum als den gemessenen extrapolieren, wie an den verlängerten Zeitachsen der Masterkurven zu erkennen ist v. Materialien, bei denen dieses Prinzip anwendbar ist, werden thermorheologisch einfach genannt. Sowohl beim Vinylesterharz mit 280 g/m² und 390g/m² Gewebe als auch beim SMC lässt sich eine solche Masterkurve erstellen (Abbildung 4.35, Abbildung 4.38 und Abbildung 4.39). Die so ermittelten Daten werden beim SMC später zur Vorhersage der Schraubenkraftrelaxation angewendet. Abbildung 4.34: Kriechnachgiebigkeiten bei unterschiedlichen Temperaturen, VE-Harz mit 280g/m² Leinwandgewebe 37

41 Abbildung 4.35: Masterkurve, VE-Harz mit 280g/m² Leinwandgewebe Abbildung 4.36: Verschiebefaktoren in Abhängigkeit von der Temperatur und Fit nach WLF- Gleichung, VE-Harz mit 280g/m² Leinwandgewebe 38

42 Abbildung 4.37: Masterkurve und Fit nach dem Potenzgesetz, VE-Harz mit 280g/m² Leinwandgewebe Abbildung 4.38: Masterkurve, VE-Harz mit 390g/m² Leinwandgewebe 39

43 Abbildung 4.39: Masterkurve, SMC Neben den Zeit-Temperatursuperpositionsversuchen wurden auch Zeit-Feuchtigkeitssuperpositionsversuche (TMS) durchgeführt. Ziel dabei war es, eine Methode zu finden, das Kriechverhalten über einen längeren Zeitraum zu beschreiben, ohne, wie beim TTS erforderlich, einen Ofen zum Heizen am Messgerät zu benötigen. Dazu wurden die Proben nach unterschiedlich langer Verweildauer im Wasserbad im Kriechversuch vermessen, so dass unterschiedliche Kriechnachgiebigkeiten in Abhängigkeit vom Feuchtigkeitsgehalt erzielt wurden. Beim SMC-Material ließen sich diese noch relativ gut zu einer Masterkurve superponieren (Abbildung 4.40). Eine empirische Modellierung des Verschiebefaktors wurde mittels eines Polynoms dritten Grades vorgenommen (Abbildung 4.41). Da die Reproduzierbarkeit der Ergebnisse jedoch nicht sehr gut war und ein gezieltes Einstellen des Feuchtigkeitsgehaltes im Wasserbad nicht möglich ist, wurde auf eine Vorhersage der Schraubenkraftrelaxation mit diesen Daten verzichtet. Beim Vinyelsterharz war eine sinnvolle Zeit- Feuchtigkeitssuperposition nicht möglich. Abbildung 4.42 zeigt, dass die Anordnung der Kriechnachgiebigkeiten abhängig vom Feuchtigkeitsgehalt keine sinnvolle Reihenfolge ergibt. Zusammenfassend lässt sich also sagen, dass die TMS-Methode in Verbindung mit der Konditionierung im Wasserbad nicht zur Beschreibung des Kriechverhaltens der untersuchten Werkstoffe geeignet ist. 40

44 Abbildung 4.40: TMS, Masterkurve SMC Abbildung 4.41: Verschiebefaktor in Abhängigkeit vom Feuchtigkeitsgehalt und Fit mit Polynom dritten Grades, SMC 41

45 Abbildung 4.42: Kriechnachgiebigkeiten bei unterschiedlichen Feuchtigkeitsgehalten, VE- Harz mit 280g/m² Leinwandgewebe Neben den Kurzzeitversuchen wurden auch Langzeitkriechversuche unter Dreipunktbiegung durchgeführt. Die Kriechnachgiebigkeiten aus den Langzeitkriechversuchen lassen sich wie in v gezeigt ebenfalls mit Gleichung 4.2 beschreiben. Die aus den Langzeitkriechversuchen ermittelten Daten wurden für einen Vergleich aller Materialien herangezogen (Abbildung 4.43). Es zeigt sich, dass das SMC-Material des Herstellers A eine wesentlich höhere Kriechnachgiebigkeit aufweist als das in der RTM-Technik verwendete Vinylesterharz in Verbindung mit Glasfasergewebe. Die Materialuntersuchungen lassen also vermuten, dass sich mit diesem Material und der RTM-Technik wesentlich relaxationsärmere Flansche fertigen lassen als im Pressverfahren mit ungerichteten Langfasern. Zur genaueren Untersuchung des Materialverhaltens unter Temperatureinfluss wurde eine Temperaturkammer für den Langzeitversuchsprüfstand konstruiert (Abbildung 4.44). Zusätzlich zu den bei Raumtemperatur ermittelten Langzeitkriechdaten wurden Versuche bei 50 und 80 C durchgeführt (Abbildung 4.45). Wie in den Kurzeitversuchen steigt auch hier die Kriechnachgiebigkeit mit der Temperatur. Da nur eine Temperaturkammer zur Verfügung stand, wurden nur kürzere Versuche über 100 Stunden gemacht. 42

46 Abbildung 4.43: Vergleich der Kriechnachgiebigkeiten des VE-Harzes und des SMCs Abbildung 4.44: Schematische Darstellung der Temperaturkammer Die Versuchsanlage für Langzeitkriechversuche ist ursprünglich für wesentlich größere Proben konzipiert worden; das bringt das Problem mit sich, dass die Spannungs- und Dehnungsbestimmung durch die Verwendung von Hebelarmen nicht ganz genau ist. Durch Feh- 43

47 ler bei der Bestimmung des zu verwendenden Gewichts oder beim Platzieren des Wegaufnehmers entstehen leicht Ungenauigkeiten. Hinzu kommt, dass die Probenabmaße für die Kurzzeitkriechversuche kleiner sind als für die Langzeitversuche. Daher hat ein Vergleich der Ergebnisse aus Lang- und Kurzzeitkriechversuchen keine zufriedenstellenden Ergebnisse geliefert. Die Ergebnisse aus den Langzeitversuchen wurden somit nur für den qualitativen Vergleich unter den Materialien verwendet. Für die weitere Modellierung der Schraubenkraftrelaxation wurde daher auf die Daten aus den TTS-Versuchen zurückgegriffen. Abbildung 4.45: Kriechnachgiebigkeiten von SMC bei unterschiedlichen Temperaturen 4.3 Untersuchung an Inlinern Um den Einfluss der Chemieschutzschicht, den sogenannten Inliner, auf den Schraubenkraftrückgang zu untersuchen, wurden drei gängige Schutzschichten, ein PVC-, ein PP- sowie ein Harz-Inliner der Nennweite DN 50 verwendet. Für diese Untersuchungen wurde von den Bundstutzen das Endstück abgedreht (s. Abbildung 4.46). Seine Form entsprach nun der einer Flachdichtung und konnte den drei gängigen Dichtungsprüfungen, dem Stauchversuch, Kriechrelaxationsversuch und Leckageversuch in Anlehnung an DIN EN unterzogen werden. 44

48 4.3.1 Stauchversuch Für den Stauchversuch wurden im Vergleich zur üblichen Dichtungsprüfung niedrigere Pressungsstufen gewählt. Die erste Stufe wurde bei 2.5 MPa angesetzt, die höchste bei 50 MPa (s. Tabelle 8). Die E-Moduln werden in Abhängigkeit von der Pressungsstufe (Q) aus der Entlastung auf ein Drittel dieser Pressung (Q/3) bestimmt. Dabei wird von einer linearen Entlastung ausgegangen. Die Ergebnisse in Form der E-Moduln sind in Tabelle 9 dargestellt. Beide Thermoplaste weisen gegenüber dem Harzinliner wesentlich geringere E-Moduln auf, was im Hinblick auf ein größeres Nachfedern in einer Flanschverbindung wegen der daraus resultierenden geringeren Schraubenkraftrelaxation als günstiger zu betrachten ist. Die deutliche Zunahme des E-Moduls bei 80 C beim Harzinliner beruht vermutlich darauf, dass die Dickenänderungen sehr klein waren und daher mit der verwendeten Messtechnik nicht hinreichend genau erfasst werden konnten. Q [MPa] Q/3 [MPa] Tabelle 8: Gewählte Flächenpressungsstufen für den Stauchversuch E-Modul [MPa] bei 7.5 MPa Flächenpressung Inliner RT 80 C PP PVC Harz Abbildung 4.46: PVC Inliner Tabelle 9: E-Moduln der Inliner bei RT und 80 C Die gemessenen E-Moduln fließen in die Auslegung ein, außerdem lässt sich durch Multiplikation mit der Inlinerdicke die Steifigkeit des Inliners ermitteln. Es lassen sich nun für alle Elemente einer Flanschverbindung Kennwerte experimentell bestimmen, so dass über das Verspannungsschaubild der Gesamtschraubenkraftverlust berechnet werden kann. 45

49 Leckagerate [mbar*l/(s*m)] Leckageversuch Um zu überprüfen, ob Chemieschutzschichten eine zu berücksichtigende Leckage aufweisen, wurden die Inliner unter 16 bar Innendruck und 80 C bei den in Tabelle 10 dargestellten Be- und Entlastungsstufen geprüft. Entsprechend der realen niedrigen Verpressung einer Flanschverbindung aus GFK wurde die Leckagerate im Bereich zwischen 5 und 20 MPa gemessen. In Abbildung 4.47 ist die Leckagerate über der Flächenpressung aufgetragen. Es ist ersichtlich, dass die Leckagerate aller Inliner unterhalb des geforderten TA Luft-Kriteriums 1,6*10-3 mbarl/(s m) für 16 bar liegt. Somit ist die Leckage durch alle untersuchten Inliner vernachlässigbar klein. Zum Vergleich ist ebenfalls das Leckageverhalten der eptfe Dichtung dargestellt, die für alle im Rahmen des Projektes durchgeführten Versuche verwendet wurde. Belastungsstufen [MPa] Entlastungsstufen [MPa] 5 Keine Entlastung 7, ,5; ; 7,5; 5 Tabelle 10: Gewählte Flächenpressungsstufen für den Leckageversuch in Anlehnung an DIN EN E E-03 TA-Luft Kriterium bei 16 bar: 1,6 E^-3 mbar*l/(s*m) 1.0E E E-06 eptfe- Dichtung Harzinliner PP- Inliner PVC- Inliner 0 5 7, Flächenpressung [MPa] Abbildung 4.47: Leckagediagramm der PP-, PVC- und Harz-Inliner sowie der eptfe- Dichtung 46

50 Flächenpressung [MPa] Temperatur [C ] Kriechrelaxationsversuch Um den Einfluss des Kriechverhaltens der Inliner auf die sich im Betrieb einstellenden Schraubenkräfte zu untersuchen, wurden die drei Inlinermaterialien mit 7.5 MPa Anfangsflächenpressung bei 80 C und einer simulierten Gesamtsteifigkeit von 50 kn/mm (entspricht einer berechneten Steifigkeit für eine Flanschverbindung der Nennweite DN 50) verpresst und nach 4 h Haltezeit wurde die verbliebene Restpressung ermittelt, Abbildung Gut zu erkennen ist, dass der PVC-Inliner den höchsten Pressungsabfall zeigt und mit knapp 80% Verlust am Ende der Haltezeit nur noch 1,7 MPa Restpressung aufweist. Die Flächenpressung beim Harzinliner sinkt dagegen nur wenig. Sie fällt recht schnell auf einen Wert von 7 MPa und bleibt dann annähernd konstant bis zum Ende des Versuches. Es fällt außerdem auf, dass das Kriechverhalten des Harzes unabhängig von der Temperatur ist. Dagegen erkennt man bei PP und PVC einen weiteren Rückgang der Flächenpressung beim Abkühlen auf RT, was darauf zurückzuführen ist, dass sich das Material durch das Abkühlen zusammenzieht. Das PP-Inlinermaterial weist nach 4h Haltezeit noch eine Pressung von knapp 6 MPa auf. 9 PQR-DIN EN PQR-RT PVC PP Harz Temperatur Zeit [s] 0 Abbildung 4.48: Kriechrelaxationsversuch bei 80 C von PP, PVC und Harz Anhand der Ergebnisse lässt sich sagen, dass das Inlinermaterial einen Einfluss auf das Relaxationsverhalten der Flanschverbindung hat, im Fall des geprüften PVC sogar einen recht deutlichen. Inliner aus PVC sollten daher nur bis max. 50 C in einer Flanschverbindung eingesetzt werden. 47

51 4.3.4 Beschreibung des Kriech- und Relaxationsverhaltens des Inlinermaterials Am Anfang des Projektes wurden vom Projektbegleitenden Ausschuss zwei thermoplastische Inliner zur Untersuchung ausgewählt: Polypropylen (PP) und Polyvinylchlorid (PVC). Zunächst wurde mit Methoden der thermischen Analyse eine generelle Untersuchung der Eigenschaften vorgenommen. Zur Ermittlung der Schmelztemperatur und des Glasübergangsbereiches wurde eine DSC-Analyse durchgeführt. Um den Temperatureinsatzbereich des Materials abzuschätzen wurde eine dynamisch mechanische Analyse vorgenommen. Für die Untersuchung wurden thermoplastische Inliner von Hersteller A und C zur Verfügung gestellt. Bei Polypropylen handelt es sich um einen teilkristallinen Thermoplast, daher wurde das Material in der DSC einmal aufgeheizt, wieder abgekühlt und ein zweites Mal aufgeheizt, so dass in der Abkühlphase ein Kristallisationspeak zu erkennen ist. Beide Materialien kristallisieren bei etwa 120 C (Abbildung 4.49 und Abbildung 4.50). Bei der DSC-Kurve des Materials PP-1 (Hersteller A) fällt auf, dass es zwei Schmelzepeaks gibt. Dies hängt damit zusammen, dass es sich bei dem Material nicht um reines Polypropylen, sondern um ein so genanntes Polypropylene Random Copolymer (PP-R) handelt. Im Vergleich zum PP-H, dem Polypropylen-Homopolymer, wie es der Hersteller C zur Verfügung gestellt hat, hat es auch mit 150 C im Vergleich zu 160 C eine niedrigere Schmelztemperatur. Der Glasübergang ist in dieser DSC-Kurve allerdings nicht zu erkennen. Dieser lässt sich mittels dynamisch mechanischer Analyse besser ermitteln (Abbildung 4.51). Der Glasübergang liegt für das PP-H bei etwa 5 C und das PP-R bei 9 C. Generell wird Polypropylen meistens oberhalb des Glasübergangs eingesetzt. Dauerhaft sollte es nur bis etwa C vi vii eingesetzt werden; dies spiegelt sich auch in der DMA-Kurve wider, der Speichermodul ist in diesem Bereich bereits sehr niedrig. Beim PVC handelt es sich um einen amorphen Thermoplast, so dass der Einsatzbereich unterhalb des Glasübergangsbereiches liegt. PVC hat außerdem keinen Schmelzpunkt, sondern zersetzt sich bei einer Temperatur von mehr als 100 C oberhalb des Glasübergangs. Der Glasübergang zeichnet sich bei beiden Inliner-Materialien in der DSC-Kurve gut ab (Abbildung 4.52 und Abbildung 4.53). Er liegt für das PVC von Hersteller A bei 88 C und bei Hersteller C bei 86 C; diese Werte werden von der DMA-Messung bestätigt. Des Weiteren zeigt sich in der DMA-Messung (Abbildung 4.53), dass die obere Grenze des Einsatzbereiches niedriger ist als beim PP, sie liegt bei etwa 65 bis 70 C vi. 48

52 Abbildung 4.49: DSC-Kurve (Heizrate 10K/min) des PP-Inliners von Hersteller A Abbildung 4.50: DSC-Kurve (Heizrate 10K/min) des PP-Inliners von Hersteller C 49

53 Abbildung 4.51: Speicher- und Verlustmodul der PP-Inliner von Hersteller A (PP-1) und C (PP-2) (Heizrate 2K/min) Abbildung 4.52: DSC-Kurve (Heizrate 10K/min) des PVC-Inliners von Hersteller A 50

54 Abbildung 4.53: DSC-Kurve (Heizrate 10K/min) des PVC-Inliners von Hersteller C Abbildung 4.54: Speicher- und Verlustmodul der PP-Inliner von Hersteller A (PP-1) und C (PP-2) (Heizrate 2K/min) 51

55 Das Kriech- und Relaxationsverhalten der Inliner wurde zunächst mittels Kurzzeitkriech- und Relaxationsversuchen untersucht. Ebenso wie die GFK-Materialien verhalten sich die Inliner thermorheologisch einfach (Abbildung 4.55 und Abbildung 4.56). Hier ist zunächst zu sehen, dass zwischen dem PP von Hersteller C und dem PP-R von Hersteller A im Kriech- und Relaxationsverhalten kaum ein Unterschied besteht, die Masterkurven liegen nahezu übereinander. Der Vergeich der beiden Kunststoffe PP und PVC zeigt sowohl im Kriech- als auch im Relaxationsversuch, dass das PVC wesentlich temperatursensitiver ist. Das Polypropylen ist zwar weniger steif, es hat zunächst eine höhere Kriechnachgiebigkeit und eine geringere Relaxationsfunktion als das Polyvinylchlorid, es kriecht bzw. relaxiert jedoch wesentlich weniger. Dieser Trend bestätigt sich auch in den Langzeitkriechversuchen (Abbildung 4.57). Hier ist die Anfangskriechnachgiebigkeit zwar fast gleich, aber das PVC zeigt über der Zeit ein wesentlich stärkeres Kriechen. Es konnten jedoch nur die Inliner des Herstellers C im Langzeitversuch untersucht werden, da Hersteller A keine hinreichend großen Inliner zur Verfügung gestellt hat, um entsprechende Proben zu entnehmen. Abbildung 4.55: Kriechmasterkurven aller vier Inliner 52

56 Abbildung 4.56: Relaxationsmasterkurven aller vier Inliner Abbildung 4.57: Langzeitkriechkurven des Inliners von Hersteller C 53

57 4.4 Prüfung von Flanschverbindungen DN50 (Fest- / Losflansche) In einem im Vorgängervorhaben entwickelten Prüfstand wurde das Verformungsverhalten sowie die Kriechrelaxation von GFK-Flanschverbindungen der Nennweite DN 50 untersucht. Es können die Dehnungen an der Flanschoberfläche, die Schraubenkräfte und die Flanschblattverformung unter Temperatur und Innendruck gemessen werden. Geprüft wurden Los- und Festflanschverbindungen vom Typ B mit PTFE-Dichtungen. Eine halbe Verbindung wird dabei gegen eine Stahlplatte mit DMS applizierten Bolzen verspannt (s. Abbildung 4.58). Außerdem wurde die Kriechrelaxation der vom PuK hergestellten Prototypen (Losflansche) gemessen. Diese wurden mit einer Stahldichtung und Stahlbund verspannt (s. Kapitel 6.5). Bund Losflansch Abbildung 4.58: GFK- Prüfstand mit eingebauter Losflanschverbindung vom Typ A Losflanschverbindungen (Bunde Typ C, Losflansche Typ B) Wie im Vorgängervorhaben wurden die Losflanschverbindungen mit einer Schraubenkraft von 40 kn (entsprechend 7,5 MPa Dichtungsflächenpressung) durch schrittweises Anziehen über Kreuz verspannt und anschließend mit einer integrierten Heizpatrone auf 80 C aufgeheizt. In Abbildung 4.59 ist die Schraubenkraft in Abhängigkeit von der Zeit für die Losflanschverbindungen mit handlaminierten Bunden und PTFE Dichtung vergleichend für reine GFK-Bunde und Bunde mit verschiedenen Inlinern dargestellt. Für die Verbindungen mit handlaminierten Bunden mit PP-Inliner und handlaminierte Bunde (rein GFK) wurde zudem während der Messung zweimal ein Innendruck von 16 bar aufgegeben, was sich jeweils mit 54

58 einem Anstieg der Schraubenkraft bzw. einer Abnahme bei Druckentlastung im Kurvenverlauf bemerkbar machte. Vor der Innendruckaufgabe sind die Schraubenkraft und die Dichtungskraft gleich. Nach Druckaufgabe wird die Dichtung durch den Innendruck um 8867 N entlastet, was einer Flächenpressungsabnahme von 1,7 MPa entspricht. Für die Berechnung der nun herrschenden Dichtungskraft wird die Schraubenkraft verwendet, die unmittelbar bei Druckaufgabe anliegt. Dementsprechend wird z.b. bei der handlaminierten rein GFK Verbindung bei der 2. Druckaufgabe (s. roter Kreis) nach etwa 261 h von der zu diesem Zeitpunkt noch bestehenden Schraubenkraft von 19,2 kn die Innendruckkraft von 8,867 kn subtrahiert. Es verbleiben somit noch 10,3 kn Dichtungskraft und eine daraus resultierende Restpressung der Dichtung von 1,96 MPa. Das TA Luft-Kriterium wird mit der verwendeten PTFE Dichtung bis zu einem Wert von 2,5 MPa (s. Vorgängervorhaben, Leckageversuche an PTFE Dichtungen) eingehalten. Daher liegt bereits zu diesem Zeitpunkt die Restpressung unterhalb der zulässigen Mindestflächenpressung. Die Flächenpressung in Abhängigkeit von der Zeit ist in Abbildung 4.59 dargestellt. Die Entlastung durch den Innendruck im Kurvenbereich der Druckaufgabe ist berücksichtigt. Nach erstmaligem Verspannen und Aufheizen auf 80 C kann keine der drei Verbindungen das TA Luft-Kriterium erfüllen, da die Flächenpressungen sehr schnell unterhalb dieses Kriteriums abfallen. Beim abschließenden Abkühlen auf RT fällt die Pressung aufgrund von thermischer Schrumpfung dann noch weiter und geht gegen Null. Die handlaminierte Verbindung (rein GFK) und die handlaminierte Verbindung mit PP-Inliner wurden nun nochmals verspannt und einem weiteren Temperaturzyklus unterworfen. Die handlaminierte Verbindung (rein GFK) erreicht unter Temperatur nach weiteren 258 h erneut einen kritischen Zustand und die Pressung geht nach Abkühlen auf RT wieder gegen Null. Die handlaminierte Verbindung mit PP-Inliner schneidet im direkten Vergleich am besten ab. Die Pressung ist auch nach 240 h oberhalb des TA Luft-Grenzwertes. Beim Abkühlen beträgt die Restpressung dann aber auch nur noch ca. 1,8 MPa. Der Flächenpressungsverlauf der Losflanschverbindungen mit verpressten Bunden und PTFE-Dichtungen ist in Abbildung 4.61 dargestellt. Es wurde bei diesen Verbindungen keine Messung unter Innendruck durchgeführt. Zur Prüfung, ob das TA Luft-Kriterium unter Innendruck eingehalten wäre, muss die Kurve entsprechend dem Innendruckeffekt um den Wert von 1,7 MPa korrigiert werden. Entweder wird die Kurve um 1,7 MPa nach unten verschoben oder die Mindestflächenpressung zur Einhaltung des TA Luft-Kriteriums wird um diesen Betrag nach oben verschoben, also ein Wert von 4,2 MPa. Auf diese Weise können aus den Schnittpunkten der Kurven mit dem TA Luft-Kriterium die Zeitpunkte bestimmt werden, an denen dieses Kriterium unterschritten wird. 55

59 Innendruck Druckentlastung Innendruck Innendruck Abbildung 4.59: Zeitliche Abnahme der Schraubenkraft von Losflanschverbindungen mit handlaminierten Bunden aus reinem GFK und mit zwei verschiedenen Inlinern sowie PTFE-Dichtung Abbildung 4.60: Zeitliche Abnahme der Flächenpressung von Losflanschverbindungen mit handlaminierten Bunden aus reinem GFK und mit zwei verschiedenen Inlinern sowie PTFE-Dichtung 56

60 Wie für die Verbindungen mit Hl. Bunden zeigt sich nach einmaligem Verspannen, dass die Schraubenkraft innerhalb kurzer Zeit bereits unter Temperatur und Innendruck gegen Null geht (nach Anhebung der Mindestflächenpressung zur Simulation des Innendrucks). Schließlich wurde die Verbindung mit dem verpressten Bund mit PP-Inliner nochmals verspannt. Danach fällt die Flächenpressung bereits nach etwa 55 h erneut unter die Mindestpressung. Nach Abkühlen liegt sie bei 1 MPa und läge somit bei erneuter Druckaufgabe wieder bei Null. Nach Abkühlen Nach Abkühlen Abbildung 4.61: Zeitliche Abnahme der Flächenpressung von Losflanschverbindungen mit verpressten Bunden mit drei verschiedenen Inlinern und PTFE Dichtung Festflanschverbindungen (Flansche Typ C) Die Schraubenkraftrelaxation für die beiden Festflansche (geprüft wurden die Festflansche mit einer Flanschblattdicke von 14 mm) ist in Abbildung 4.62 gezeigt. Da mit derselben Schraubenkraft wie bei den Losflanschverbindungen verspannt wurde (40 kn), ist die Flächenpressung (6.6 MPa) vergleichsweise etwas kleiner, weil die verpresste Fläche ( mm 2 ) größer ist. Die Entlastung durch den Innendruck ist im Vergleich zu den Losflanschverbindungen mit 1,5 MPa dementsprechend auch etwas kleiner. Nach Heraufsetzen der Grenze für die Mindestflächenpressung darf ein Wert von 4 MPa nicht mehr unterschritten werden. Man erkennt ebenso wie bei den Losflanschverbindungen nach einmaligem Verspannen, Aufheizen auf 80 C und Abkühlen auf RT, dass die Flächenpressung gegen Null geht. Nach dem zweiten Verspannen fällt die Pressung ebenfalls relativ schnell wieder unter den Grenzwert gemäß TA Luft. 57

61 Auffällig ist in beiden Fällen die hohe Flanschblattverformung (s. Abbildung 4.63 und Abbildung 4.64) an den Schraubenpositionen von im Mittel 2,3 mm und 2,4 mm. Bei einer Dichtung mit 2 mm Dicke bedeutet dies, dass beim Verspannen die Flanschblätter Kontakt bekommen und somit eine dichtende Verbindung nicht mehr gewährleistet ist. In diesem Fall müsste eine dickere Dichtung verwendet werden. Abbildung 4.62: Zeitliche Abnahme der Flächenpressung in Festflanschverbindungen mit PTFE-Dichtung Abbildung 4.63: Flanschblattverformung eines laminierten Festflansches (Flanschblattdicke 14 mm), Verschiebung (Weg) an vier Schrauben 58

62 Abbildung 4.64: Flanschblattverformung eines verpressten Festflansches (Flanschblattdicke 14 mm), Verschiebung (Weg) an vier Schrauben Messung der globalen Verformung eines verpressten Festflansches mithilfe einer Lochmaske Wie im Vorgängervorhaben wurden mithilfe einer Lochmaske als Referenzebene und einer Schieblehre Verschiebungen des Flanschblattes eines Festflansches (verspannt mit einer Stahldichtung) an der Oberfläche gemessen. Diese Messungen wurden vor und nach der Montage sowie nach einem Temperaturgang und anschließender Entlastung durchgeführt. Abbildung 4.65 zeigt die Verschiebungen nach der Montage, die bis zu 0.98 mm betragen. Anders als beim Losflansch ändert sich der Querschnitt bei der Verformung: der Flansch erfährt eine radiale Biegung (Stülpung um den Flanschmittelpunkt) sowie eine Biegung in Umfangsrichtung zwischen den Schrauben. Die elastische Rückfederung nach Entlasten zeigt Abbildung Nahezu die gesamte Verformung wird durch viskoses Werkstoffverhalten in eine bleibende Verformung umgewandelt (s. Abbildung 4.68). Der große plastische Anteil nach Temperatureinwirkung erklärt, weshalb ein Nachspannen der Verbindung (Kap.4.4.2) nicht zielführend ist. Das Material erfährt bei 80 C eine thermische Schädigung. 59

63 axiale Verschiebung / mm radiale Position / mm Position in Umfangsrichtung / Abbildung 4.65: Verschiebung der Festflanschoberfläche bei der Montage Abbildung 4.66: Verschiebungsmessung an neun Punkten auf der Flanschoberfläche 60

64 axiale Verschiebung / mm. axiale Verschiebung / mm radiale Position / mm Abbildung 4.67: Elastische Rückfederung bei Entlastung radiale Position / mm Abbildung 4.68: Beibende Verschiebung nach dem Versuch 4.5 Prüfung von Losflanschverbindungen (Typ A) Es wurden Versuche mit kompletten Verbindungen, bestehend aus Losflanschen und Bunden des Typs A der Nennweiten DN50, DN65, DN100 und DN250 durchgeführt. Für die Ermittlung der Schraubenkräfte wurden die Schrauben mit DMS bestückt, Abbildung Wie bei den Prüfungen im Prüfstand wurden diese Losflansch-Bund-Pakete nach dem Verspannen in einem Ofen auf 80 C aufgeheizt, nach etwa 150 h abgekühlt, nachgespannt und ei- 61

65 nem erneuten Temperaturzyklus unterworfen. Abbildung 4.70 zeigt den zeitlichen Abfall der Flächenpressung einer Losflanschverbindung des Typs A der Nennweite DN50. Abbildung 4.69: Losflanschverbindung mit PTFE Dichtung und instrumentierten Schrauben Nach Abkühlen Nach Abkühlen Abbildung 4.70: Zeitlicher Abfall der Flächenpressung einer Losflanschverbindung des Typs A mit Nennweite DN50 mit PTFE Dichtung Wie bei den anderen Losflanschverbindungen der Nennweite DN50 beträgt die Grenze für die Mindestflächenpressung nach Korrektur wieder 4,2 MPa. Man erkennt, dass nach einmaligem Verspannen dieses Kriterium nicht eingehalten wird. Die Flächenpressung sinkt nach Abkühlen auf RT auf 2 MPa. Beim erneuten Verspannen verbleibt die Pressung dann allerdings mit 5 MPa oberhalb des Grenzwertes und wäre im Betrieb ausreichend. Nach Abkühlen liegt die Pressung aber wieder mit 3,8 MPa knapp unterhalb des TA Luft-Grenzewertes. 62

66 Da sich für die restlichen Nennweiten, bedingt durch die unterschiedlichen verpressten Flächen, verschiedene Schraubenkräfte und Pressungsverluste durch Innendruck ergeben, sind diese zunächst zur Übersicht in Tabelle 11 zusammengestellt, gemeinsam mit den angepassten Grenzwerten für die Mindestflächenpressung. Nennweite Gewählte Schraubenkraft, die zu einer Flächenpressung von 7.5 MPa führt Mindestflächenpressung Korrigierter Wert der zur Mindestflächenpres- Einhaltung der TA- Luft sung Flächenpressungsverlust durch Innendruck DN kn 1.7 MPa 4.2 MPa DN kn 1.2 MPa 3.7 MPa DN kn 1.6 MPa 4.1 MPa DN kn 2 MPa 4.5 MPa Tabelle 11: Übersicht über die gewählten Schraubenkräfte, den Pressungsverlust durch Innendruckentlastung und die korrigierten Werte für die Mindestflächenpressung zur Einhaltung der TA Luft Abbildung 4.71 zeigt den zeitlichen Abfall der Flächenpressungen der Nennweiten DN65, DN100 und DN250. Es fällt auf, dass für alle Nennweiten nach dem ersten Verspannen die Pressung bei annähernd 4 MPa verbleibt und damit unterhalb des Mindestwertes liegt (auch bei der Nennweite DN65 ist zu vermuten, dass die Pressung bei längerer Versuchsdauer unter diesen Wert von 3.7 abfallen wird, da der Pressungsabfall noch nicht abgeschlossen ist). Nach Abkühlen auf RT sinkt die Pressung bei allen Nennweiten auf Werte von ca. 2 MPa. Nach dem Nachspannen sinkt die Flächenpressung auf annähernd konstante 6 MPa und verbleibt im Betrieb, d. h. im warmen Zustand oberhalb des Mindestwertes von 3.7 bis 4.5 MPa. Erst nach Abkühlen auf RT liegt die Pressung bei DN100 und DN250 unterhalb des TA Luft-Grenzwertes, bei der Nennweite DN65 ist sie auch nach Abkühlen eingehalten. Aus dem Vergleich mit der Flächenpressungsabnahme der DN50-Verbindung lässt sich ableiten, dass die Untersuchung einer kleinen Nennweite unter Betriebsbedingungen abdeckend ist für Flanschverbindungen bis mindestens Nennweite DN250. Es lässt sich vermuten, dass dies auch für größere Nennweiten gilt, bei denen die Abnahme der Pressung noch geringer ausfällt, da die Anzahl der Schrauben größer wird und somit eine gleichmäßigere Lastverteilung vorliegt. 63

67 Nach Abkühlen Nach Abkühlen Abbildung 4.71: Zeitlicher Abfall der Flächenpressung der Losflanschverbindungen des Typs A mit Nennweiten DN65, DN100 und DN250 des Typ A mit PTFE Dichtung 4.6 Berstdruckversuche (Los-/Festflanschverbindungen DN50) In der Berechnungsmethodik nach AD-Merkblatt N1 werden keine zusätzlichen Lasten berücksichtigt. Die zu erwartenden zusätzlichen Kräfte und Momente in GFK-Rohrleitungen sind aufgrund der geringen Steifigkeit von GFK im Vergleich zu Stahl als eher gering einzustufen. Durch die niedrigen Betriebsschraubenkräfte in GFK-Flanschverbindungen besteht dennoch die Gefahr, die definierten Mindestpressungen durch Zugkräfte oder Biegemomente in der angeschlossenen Rohrleitung zu unterschreiten oder die Dichtungskraft sogar völlig zu verlieren. In anderen gängigen Vorschriften zur Berechnung von Flanschverbindungen wie EN und KTA können zusätzliche Lasten berücksichtigt werden. Um zu überprüfen, was eine Losflanschverbindung aus GFK an zusätzlichen axialen Kräften bei Innendruck maximal aufnehmen kann, wurden Berstdruckversuche an druckdicht verschlossenen Bunden des Typs C (mit Losflanschen des Typs B) durchgeführt. Die Verbindungen wurden mit 60 kn (11,4 MPa Dichtungsflächenpressung) verspannt und anschließend mit Wasser gefüllt. Der Druck wurde kontinuierlich erhöht bis zum Versagen, was sich in einem abrupten Druckabfall zeigte. Es traten dabei drei verschiedene Versagensfälle auf: Ausblasen der Dichtung (s. Abbildung 4.72) Rissbildung am Druckanschluss (Bohrung) im anlaminierten Rohrende 64

68 Rissbildung im nicht angebohrten anlaminierten Rohrende Da der zweite und dritte Versagensfall in Realität in einer Flanschverbindung nicht vorkommen kann, wurden nur die Versuche bewertet, bei denen ein Ausblasen der Dichtung eingetreten ist. Alle Verbindungen hielten mindestens dem 6-Fachen des Nenndrucks stand, bei der Nennweite DN50 entsprechend 96 bar. Abbildung 4.72: Handlaminierte Prüfflanschverbindung (rein GFK) nach Druckversuch mit Ausblasen der PTFE-Dichtung Das Ergebnis für die Losflanschverbindung mit verpressten Bunden mit reinem GFK ist in Abbildung 4.73 dargestellt. Die entsprechenden Darstellungen für die Losflanschverbindungen mit verpressten Bunden mit PP-Inliner und handlaminierten Bunden mit reinem GFK finden sich im Anhang A 14-4 und Die gemessenen Drücke beim Ausblasen liegen bei allen Verbindungen zwischen 120 bar und 139 bar. Die verpresste Losflanschverbindung mit reinem GFK erträgt 130 bar, bevor die Dichtung ausbläst. Die axial wirkende Druckkraft, die sich zusammensetzt aus Ringflächenkraft und Rohrkraft, wirkt somit mit 72 kn gegen die Schraubenkraft. Die gesamte Rohrkraft setzt sich nach DIN 2505 aus zusätzliche Kräften und der Rohrkraft zusammen. Zusätzliche äußere Axialkräfte wirken ähnlich wie die Rohrkraft. Folglich muss 65

69 die Verbindung die Innendruckkraft plus einfache Rohrkraft aufnehmen können. Bei einem Nenndruck von 16 bar sind das 8,8 kn Innendruckkraft plus einer zusätzlichen Kraft von 3,1 kn. Die Gesamtkraft beträgt somit 11,9 kn, was einem Pressungsverlust von 2,2 MPa entspricht. Aus dem durchgeführten Versuch kann nun abgeleitet werden, dass die Verbindung bei 16 bar Nenndruck zusätzlich zu der Innendruckkraft von 8,8 kn noch das 7-Fache der Innendruckkraft an zusätzlichen Kräften aufnehmen kann, bevor ein Ausblasen der Dichtung zu erwarten ist. Abbildung 4.73: Berstdruckversuch mit verpresster Losflanschverbindung (rein GFK) bei RT 66

70 5 Erstellung einer klassifizierten Berechnungsvorschrift 5.1 Vorschläge für eine Klassifizierung der Flansche nach Herstellungsverfahren und angepasste technische Anforderungen Die Probleme mit GFK-Flanschverbindungen und das mangelnde Vertrauen in den Werkstoff haben zu einem großen Teil ihre Ursache darin, dass durch eine wenig reproduzierbare Fertigung und eine sehr unterschiedliche Qualität, abhängig vom Fertigungsverfahren, verlässliche Kennwerte schwer erhältlich sind. Daher wäre eine Erhöhung der Anforderungen an die Fertigung und eine Klassifizierung nach den einzelnen Fertigungsverfahren eine Möglichkeit, um die Reproduzierbarkeit bei Normflanschen zu erhöhen, eine bessere Qualität zu erreichen und das Werkstoffpotential besser auszuschöpfen. Aus diesem Grund wurden Vorschläge erarbeitet, welche Anforderungen an die Fertigungsverfahren gestellt werden könnten und wie diese nachzuweisen sind. Für die Verfahren Handlaminat, Presstechnik, Wickeltechnik sowie LCM- und Prepregtechnik wurden Anforderungen für Faservolumengehalt, Füllstoffe, Lufteinschlüsse und den Lagenaufbau definiert. Des Weiteren wurde ein Vorschlag zum Festigkeitsnachweis erarbeitet. Dieser sollte für alle Flanschverbindungselemente grundsätzlich im Stauchversuch erfolgen. Die erarbeiteten Vorschläge für die Anforderungen befinden sich im Anhang B. 5.2 Berechnungsschema zur Abschätzung der Schraubenkraftrelaxation Durch eine verbesserte Fertigung, die erhöhte Anforderungen erfüllt, lässt sich das Problem der Schraubenkraftrelaxation zwar minimieren, jedoch wird es nicht vollständig gelöst. Eine Vorhersage der Schraubenkraftrelaxation ist daher für den Betrieb der Flanschverbindungen von Vorteil. Um das Relaxationsverhalten nach der Montage abzuschätzen, wurde daher ein Berechnungsschema erarbeitet: Die prinzipielle Vorgehensweise ist dabei die Folgende: Die herrschende Spannung im Bauteil, Flansch oder Bund wird mit einem analytischen Berechnungskonzept ermittelt. Im nächsten Schritt werden Kennwerte aus der Zeit-Temperatur- Superposition für das jeweilige Material mit Hilfe des zugehörigen Shiftfaktors auf die Gebrauchstemperatur von 80 C geschoben, da auch die Bauteilversuche bei dieser Temperatur gemacht wurden. Aus dem Kehrwert des ersten Kriechnachgiebigkeitswertes wird ein E- Modul für diese Temperatur bestimmt. Dabei ist es sehr wichtig, den ersten Wert bei einem möglichst frühen Zeitpunkt zu bestimmen, um dem wahren E-Modul möglichst nahe zu kommen. Der Werkstoff kriecht zu Beginn sehr schnell, daher wird bei diesen Untersuchungen mit dem ersten Kriechnachgiebigkeitswert bei 0,01 Stunde, also 36 Sekunden gewählt. Zu diesem Zeitpunkt sollte sich die elastische Verformung bei einem Kriechversuch eingestellt, aber noch kein signifikantes Kriechen stattgefunden haben. Mit diesem E-Modul wird dann aus der analytisch berechneten Spannung eine Dehnung berechnet. Diese Dehnung 67

71 wird als konstant angenommen, so dass die Spannungsrelaxation im Bauteil mit σ(t)= (t)/j(t) quasi-statisch ermittelt werden kann. Diese Spannung wird dann mit Hilfe der analytischen Konzepte wieder in die Schraubenkraft umgerechnet. Dieses Vorgehen wird zunächst für den Losflansch und den Bund einzeln durchgeführt und mit Messergebnissen verglichen, bei denen die anderen Teile der Flanschverbindung jeweils aus Stahl waren. Anschließend wird gezeigt, wie die Schraubenkraftrelaxation für das Gesamtsystem bestimmt werden kann Berechnung der Schraubenkraftrelaxation für den Losflansch Zur Berechnung der Spannungen im Losflansch wurde in ii eine Berechnungsmethode vorgeschlagen. Die Spannung in Umfangsrichtung im Flansch setzt sich zusammen aus einer Biegespannung, die durch das stärkere Anpressen des Flansches an den Bund im Bereich der Schraubenlöcher entsteht, und einer Stülpspannung, die durch das Verkippen des Flansches und der daraus resultierenden Umfangsaufweitung verursacht wird. Das liefert wie in ii hergeleitet die folgende Formel: u St F h 2 6F d i ges l d ln d a i F ges d k 4bh² n² d w 2 Glg. 5.1 Der Index u steht hier für Umfangsspannung, St und F für Stülpung bzw. Biegung. F ges ist die Schraubenkraft, l der wirkende Hebelarm. Dieser ergibt sich aus dem Abstand der Schraubenachse zur wirksamen Bundauflagelinie mit dem Durchmesser d w. Dieser wiederum liegt mittig zwischen der Mitte der Bundauflagefläche und der Bundaußenkante ii. h ist die Flanschhöhe, b die Breite, mit d i und d a werden der Flanschinnen- bzw. der Flanschaußendurchmesser bezeichnet. n ist die Anzahl der Schraubenlöcher und d k der mittlere Flanschdurchmesser. Aus der Spannung σ u wird nun eine Dehnung berechnet und daraus mit der oben beschriebenen Vorgehensweise die Schraubenkraftrelaxation. Diese Ergebnisse werden dann mit den in Stuttgart durchgeführten Messungen am Bauteil verglichen. Um die reine Relaxation des Flansches zu bestimmen, wurden in diesem Fall der Bund und die Dichtung in Stahl realisiert ii. Der Vergleich der berechneten und der gemessenen Schraubenkraft ist in Abbildung 5.1 zu sehen. Der berechnete Abfall der Schraubenkraft fällt stärker aus als in der Messung. Die Ursache dafür setzt sich aus mehreren Faktoren zusammen. Zum Einen sind die verwendeten Kennwerte anhand von Kurzzeitkriechversuchen nach dem Zeit-Temperatur- 68

72 Superpositionsprinzip ermittelt worden und nicht mittels Langzeitversuchen, zum Anderen ist der Spannungszustand im Losflansch ein etwas anderer als im Dreipunktbiegeversuch. Prinzipiell ist eine Überschätzung der Schraubenkraftrelaxation konservativ und daher für die Abschätzung beispielsweise von Wartungszeiträumen durchaus sinnvoll. Abbildung 5.1: Vergleich der gemessenen Schraubenkraftrelaxation am Losflansch mit der berechneten Berechnung der Schraubenkraftrelaxation für den Bund Zur Ermittlung der Spannungen im Bund wird zunächst die Vorgehensweise nach AD Merkblatt B8 viii verwendet da in ii noch davon ausgegangen wurde, dass kein neues Berechnungskonzept für den Bund erforderlich ist. Aus den entsprechenden Hebelarmen und Widerstandsmomenten wird normalerweise anhand der Festigkeit des Werkstoffes die Höhe des Bundes berechnet. Im vorliegenden Fall handelt es sich jedoch um ein Standardbauteil, so dass die Höhe bereits vorgegeben ist. Daher kann die Formel nach der Festigkeit aufgelöst und so die Spannung berechnet werden. Aus der resultierenden Spannung kann nun ebenfalls die Schraubenkraftrelaxation berechnet werden. Auch hier wurden die Ergebnisse mit Messergebnissen verglichen Abbildung Wie beim Losflansch wird die Schraubenkraftrelaxation auch beim Bund überschätzt, hier liegen vermutlich die gleichen Ursachen vor, damit ist die Berechnung der Schraubenkraftrelaxation auch für den Bund konservativ. 69

73 Abbildung 5.2: Vergleich der gemessenen Schraubenkraftrelaxation F am Bund mit der berechneten. Im Endeffekt kann in beiden Fällen der Faktor aus dem Berechnungskonzept wieder aus der Berechnung herausgekürzt werden, so dass sich für die Berechnung der Schraubenkraftrelaxation einer einzelnen Komponente der Verbindung die einfache Formel F( t) F ges Glg. 5.2 EJ ( t) ergibt. Bei gleichem Material muss sich also auch die gleiche Schraubenkraftrelaxation in der Einzelkomponente ergeben. Die Vorgehensweise, die Spannungen an Hand eines Berechnungskonzeptes zu ermitteln, ist jedoch erforderlich, um zu einer Beschreibung des Gesamtsystems zu kommen, wenn die Materialien der Einzelkomponenten unterschiedlich sind Berechnung der Schraubenkraftrelaxation für Flansch und Bund Um eine sinnvolle Vorhersage der Schraubenkraftrelaxation zu machen, müssen die relaxierenden Bauteile im System betrachtet werden. Dazu wird hier eine an die Modellrheologie angelehnte Vorgehensweise gewählt. Das System aus Losflansch und Bund wird als in Reihe geschaltetes System von zwei Körpern betrachtet. Auf dieses System wird eine Last, die 70

74 Schraubenkraft F ges aufgebracht. Daraus resultiert eine virtuelle Gesamtdehnung. Diese setzt sich zusammen aus der Dehnung, die der Flansch erfährt und der Dehnung, die der Bund erfährt, zu ges F B F B Glg. 5.3 EF EB Die aus den Berechnungskonzepten für die Spannungen resultierende Faktoren, mit denen die Schraubenkraft multipliziert werden muss, um die Spannung zu erhalten, werden hier definiert als a F und a B für den Bund. Mit σ F =a F F ges und σ B =a B F ges liefert das Fgesa F Fgesa B ges Glg. 5.4 E E Das Auflösen nach F ges ergibt: F B F ges af E F ges a E B B Glg. 5.5 Nun wird wie oben die Schraubenkraftrelaxation quasi-statisch berechnet. Das heißt, dass 1/E durch J(t) ersetzt wird, somit ergibt sich F ges a F J F ges ( t) a J ( t) B B Glg. 5.6 Sind die Materialien der beiden Komponenten gleich, so ergibt sich wieder die einfache Formel aus Gleichung 5.2. Die auf diese Weise errechnete Schraubenkraftrelaxation wird wiederum mit Messungen verglichen. Auch hier ergibt sich eine Überschätzung der Relaxation (siehe Abbildung 5.3), die jedoch nicht mehr ganz so hoch ist, wie bei den Einzelkomponenten. Theoretisch müssten Flansch und Bund auch im System gleich relaxieren wie ihre Einzelkomponenten, allerdings erhöht sich bei der Messung von beiden Komponenten die Wahrscheinlichkeit von Fehlstellen, so dass Flansch und Bund zusammen gemessen durchaus stärker relaxieren können, so dass eine konservative Auslegung durchaus sinnvoll ist, sofern Materialkennwerte verwendet werden. 71

75 Abbildung 5.3: Vergleich der gemessenen Schraubenkraftrelaxation von Flansch und Bund mit der berechneten Berechnung der Schraubenkraftrelaxation für das Gesamtsystem Die zuvor hergeleitete Beschreibung zweier Komponenten in der Flanschverbindung kann ohne Schwierigkeiten auf mehrere Komponenten erweitert werden. Prinzipiell ließe sich so also auch die Dichtung in die Berechnung integrieren. Das Problem dabei ist jedoch, dass die verwendeten PTFE-Dichtungen sich bei den aufgebrachten Schraubenkräften schon im nichtlinear viskoelastischen Bereich befinden, die Schraubenkraftrelaxation würde in diesem Fall unterschätzt werden, da die durch Zeit-Temperatur-Superposition bestimmten Kennwerte sich im linear viskoelastischen Bereich befinden. Daher wurde für die untersuchte PTFE-Dichtung eine andere Vorgehensweise gewählt: Bei der Dichtungsprüfung nach DIN EN wird der P QR -Wert nach vier Stunden ermittelt. Dieser Wert beschreibt die verbleibende Flächenpressung nach vier Stunden in %. Der P QR - Wert muss nach Norm für drei Flächenpressungen und Temperaturen bestimmt werden ix. Im Rahmen der im Vorgängervorhaben gemachten Dichtungsuntersuchungen wurde der P QR - Wert entsprechend für die in der DN 50 Flanschverbindung aufgebrachte Schraubenkraft von 40 kn und die daraus resultierende Flächenpressung von 7,5 MPa bei einer Temperatur von 80 C durchführt. Zur Überprüfung wurde der P QR -Wert noch einmal nach 100 Stunden bestimmt. Es stellte sich heraus, dass die Dichtung lediglich in der Anfangsphase relaxiert, was 72

76 auch durch eine Messung im GFK-Prüfstand bestätigt wurde ii. Aus diesem Grund bietet es sich an, die Schraubenkraft des SMCs zu bestimmen und anschließend den aus der Dichtung resultierenden Anteil des Schraubenkraftverlustes abzuziehen. Das ergibt zwar einen Fehler in der Anfangsschraubenkraft, da diese dann acuh um den P QR -Wert vermindert wird, bietet jedoch insgesamt eine relativ gute Vorhersage der Relaxation (siehe Abbildung 5.4), da der fehlerbehaftete Anfangsbereich zu klein ist, um für die Auslegunng relevant zu sein. Abbildung 5.4: Vergleich der gemessenen Schraubenkraftrelaxation im Gesamtsystem mit der berechneten. Hier wurde die Relaxation im Bauteilversuch mit der kompletten Verbindung aus zwei Flanschen, zwei Bunden und einer Dichtung bestimmt. Wiederum wird die Relaxation überschätzt, was zum Einen an der Verwendung der Daten aus Kurzzeitkriechversuchen und zum Anderen daran liegen kann, dass der Anteil der Dichtung durch das einfache Abziehen der Schraubenkraft überschätzt wird. Zusammenfassend lässt sich sagen, dass die Vorgehensweise bei den SMC-Flanschen und Bunden es ermöglicht, die Schraubenkraftrelaxation vorherzusagen. Dabei ist jedoch zu beachten, dass hier die Materialkennwerte aus den Kurzzeitkriechversuchen nach der TTS- Methode verwendet wurden. Prinzipiell ist die Gültigkeit des Modells für andere Werkstoffe zu überprüfen, allerdings liegen für den RTM-Flansch mit dem Vinylesterharz bisher nur Messungen der Schraubenkraftrelaxation am Losflansch vor, da bisher keine anderen Flan- 73

77 schelemente gefertigt wurden. Ein Vergleich der Berechneten Schraubenkraftrelaxation mit der gemessenen in einem RTM-Losflansch mit dem 390 g/m² Leinwandgewebe (Abbildung 5.5) zeigt auch für diesen Fall ein konservatives Ergebnis. Abbildung 5.5: Vergleich der gemessenen Schraubenkraftrelaxation im RTM-Losflansch (VE-Harz g/m² Leinwandgewebe) mit der berechneten. Die Untersuchungen in diesem Abschnitt haben gezeigt, dass sich mit dem verwendeten Materialmodell und Messdaten aus Kurzzeitkriechversuchen die Schraubenkraftrelaxation in der SMC-Flanschverbindung vorhersagen lässt. Wenn sich dieses Ergebnis für andere Materialien und Nennweiten bestätigt, ist ein wichtiges Ziel bei der Optimierung der Auslegung für GFK-Losflansche erreicht: Die Fähigkeit zur Vorhersage der Schraubenkraftrelaxation. Daher sind im Folgevorhaben eingehende Untersuchungen zur Vergleichbarkeit von TTS- Versuchen am Bauteil und an Materialproben sowie die Erstellung einer Datenbank mit Relaxationskennwerten geplant. 74

78 5.3 Vergleich der Spannungsberechnung im höchstbeanspruchten Querschnitt mit Rechenmodellen und Normen Erweiterung vorhandener und Erstellung neuer FE-Modelle zur Berechnung von Losund Festflanschverbindungen Die im Vorgängervorhaben verwendeten Modelle für DN50 und DN150 Losflanschverbindungen wiesen bereits eine entsprechende Parametrisierung auf, so dass diese auf die anderen Nennweiten erweitert werden konnten. Dazu wurden die Geometriekenndaten nach DIN und für die Nennweiten von DN25 bis DN500 in die Geometriedatendateien eingepflegt. Für die Berechnung der Spannungen im Bauteil wurden zwei Lastfälle vorgesehen. Im ersten Fall wurde die Schraubenkraft in die Schraubenmittelebene eingeleitet, im zweiten Fall wurde die Kraft oben in die Schraubenachse eingeleitet. Die erste Variante führt dazu, dass bei einer Verkippung des Flansches sich die Schraube nach innen biegen kann, so dass der Hebelarm kürzer wird. Dies ist realitätsnäher als die zweite Variante, die dazu führt, dass der Schraubenkopf oder die Mutter zusammen mit dem Flansch verkippt und flach auf ihm liegen bleibt, so dass die Krafteinleitung relativ zum Losflansch an der gleichen Stelle bleibt und damit auch die Länge des Hebelarmes gleichbleibend ist. Da die zweite Variante die Verhältnisse widerspiegelt, wie sie für die den Normen zu Grunde gelegten Rechnung angenommen werden, und außerdem durch den längeren Hebelarm zu konservativen Ergebnissen führt, wird im folgenden die FE Berechnung zur Ermittlung der Spannungen auf diese Weise durchgeführt und anschließend mit der Berechnung nach den gültigen Normen verglichen. Für alle vorgeschlagenen Spannungsberechnungen wurde wie in sämtlichen Stauchversuchen der gemittelte Dichtungsdurchmesser, der sich aus der Bedingung gleicher Dichtflächen innerhalb und außerhalb des Krafteinleitungskreises ergibt (gemäß Vorgängervorhaben) verwendet, dies im Unterschied zu den Berechnungen nach DIN 2505 und AD Merkblatt, die als mittleren Durchmesser das arithmetische Mittel vorgeben. Es wird deshalb immer der Zusatz in Anlehnung an geführt Numerische Simulation von Festflanschen aus GFK Für die Betrachtung der auftretenden Beanspruchungen im Festflansch wurde ein FE- Modell (isotrop) mit den geometrischen Abmessungen nach DIN erstellt. Es zeigt sich, dass die höchste Spannung im Radius, also am Übergang vom Flanschblatt zum Konus, auftritt. Die Einbringung des Biegemoments über die Schrauben führt zu einer Stülpung des Flansches. In Abbildung 5.6 ist als Vergleichsspannung die größte Hauptspannung dargestellt, da GFK ein sprödes Werkstoffverhalten zeigt. Für die Modellierung der Dichtung wurde eine im Stauchversuch ermittelte Verformungskurve einer PTFE-Dichtung verwendet. Als 75

79 Einbauflächenpressung für die Dichtung wurde 7.5 MPa gewählt, was beim Festflansch einer Schraubenkraft von 45.5 kn entspricht; es wurde ein E-Modul von MPa verwendet. A A C C Abbildung 5.6: Simulation eines Festflansches DN50 mit PTFE-Dichtung (nicht dargestellt) Vergleich der gemessenen Verschiebungen an der Oberfläche mit denen der FE Berechnung Zur Validierung der Simulation mit isotropen Eigenschaften wurde ein Vergleich der Verschiebungen an der Flanschoberfläche zwischen Experiment (s. Kap ) und Simulation durchgeführt. Unter Berücksichtigung der linearen Anpassungsverformung am Anfang, die die Simulation nicht abbilden kann (sie beträgt etwa 0.28 mm, ermittelt aus dem entsprechenden Stauchversuch), ergeben sich die Verschiebungen in Abbildung 5.7. Man erkennt, dass das mittels FE-Berechnung ermittelte globale Verformungsverhalten hinreichend gut mit dem experimentellen Befund übereinstimmt. 76