1. különszám. Magyar Acélszerkezeti Szövetség lapja Journal of the Hungarian Steel Structure Association

2015/1. különszám

Magyar Acélszerkezeti Szövetség lapja – Journal of the Hungarian Steel Structure Association

Acélszerkezetek különszám 2015/1.

1

Nagy teljesítményű acélszerkezeti rendszer. HighPerFrame kutatás-fejlesztési projekt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . High performance steel structural system. HighPerFrame research and development project . . . . . . . . . . . . . . .

3 3

Csarnokok épület- és tűzvédő burkolatainak hatása a tartószerkezet felmelegedésére tűz esetén . . . . . . . . . . . . Effect of the fire protection claddings on the temperature change of the structures of industrial buildings . . . .

6 6

Innovatív módszerek és megoldások acélcsarnokok tűzvédelmi tervezésében . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Innovative design methods and solutions in fire design of steel frames . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

13 13

Acél- és öszvérszerkezeti elemek ciklikus viselkedésének kísérleti vizsgálata . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Experimental analysis of cyclic behaviour of steel and composite structural elements . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

21 21

Keretszerkezetek innovatív energiaelnyelő szerkezeti kialakításának fejlesztése: hosszbordával merevített képlékeny csukló numerikus és kísérleti vizsgálata . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Development of innovative dissipative zone for moment-resisting steel frames: Numerical and experimental analysis of plastic hinges with longitudinal stiffeners . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

32

Hegesztéstechnológiai folyamat szimulációja és figyelembevétele az acélszerkezeti méretezési eljárásokban . . . . Numerical simulation of welding process and application possibilities in the design of steel structures . . . . . . .

41 41

Innovatív, végeselem módszeren alapuló méretezési eljárások alkalmazási lehetőségei acél keretszerkezetek tervezésében . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Application possibilities of innovative, finite element method based design for steel frame structures . . . . . . . .

50 50

Acélcsarnokok burkolati merevsége – 1. rész: panelkísérletek . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Cladding stiffness of industrial steel buildings – Part 1: Panel tests . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

60 60

Acélcsarnokok burkolati merevsége – 2. rész: teljes léptékű kísérlet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Cladding stiffness of industrial steel buildings – Part 2: Full-scale test . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

66 66

Acélcsarnokok burkolati merevsége – 3. rész: az Eurocode módszerének pontosítása . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Cladding stiffness of industrial steel buildings – Part 3: Improvement of the Eurocode's method . . . . . . . . . . . .

78 78

Változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek optimális tervezése tűzhatásra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Optimal design of tapered steel portal frame structures subjected to fire effects . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

84 84

Változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek optimális tervezése szeizmikus hatásokra . . . . . . . . . . . . . . . . . Optimal design of tapered steel portal frame structures subjected to seismic effect . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

95 95

32

Kiadja a Magyar Acélszerkezeti Szövetség, 1161 Budapest, Béla u. 84. Mobil: +36 30 946-0018, E-mail: [email protected], Fax: (1) 405-2187 Felelôs kiadó: Honti Ferenc Felelôs szerkesztô: Dr. Csapó Ferenc A szerkesztô munkatársa: Nagy József

Magyar Acélszerkezeti Szövetség lapja – Journal of the Hungarian Steel Structure Association

Kérjük szerzőinket, hirdetőinket, hogy a fényképeket, ábrákat ne Word-be ágyazva küldjék. Ajánlott formátum fotóknál: eredeti jpg, tif; ábráknál: eps, pdf. A képek jó minőségét csak így lehet biztosítani. ISSN: 1785-4822

2

A tördelést és a nyomdai munkákat a TEXT Nyomdaipari Kft. készítette. w w w. m a g e s z . h u Acélszerkezetek különszám 2015/1. 2400 Dunaújváros, Papírgyári út 49., 2401 Pf. 262

Telefon: (25) 283-019, Fax: (25) 283-129, E-mail: [email protected]

Dr. Dunai László egyetemi tanár, tanszékvezető, BME Hidak és Szerkezetek Tanszék Papp Zoltán ügyvezető igazgató Rutin Kft.

NAGY TELJESÍTMÉNYŰ ACÉLSZERKEZETI RENDSZER HighPerFrame KUTATÁS-FEJLESZTÉSI PROJEKT HIGH PERFORMANCE STEEL STRUCTURAL SYSTEM HighPerFrame RESEARCH AND DEVELOPMENT PROJECT A cikk áttekintést ad egy nagy teljesítményű acélszerkezeti rendszer fejlesztésére irányuló K+F+I pro jektről. A projekt a BME Hidak és Szerkezetek Tanszék és a Rutin Kft. együttműködésével valósult meg, négy nagyobb területen: tűzvédelem, földrengés, szimulációs vizsgálatok és teljes léptékű szerkezeti mérések. A munka során kidolgozásra kerültek innovatív szerkezeti részletek, ezekhez kapcsolódó méretezési eljárások és egy komplex optimalizáló rendszer. A cikk bevezeti a MAGÉSZ Acélszerkezetek folyóirat jelen különszámának további 11 cikkét, amelyek ismertetik a kutató-fejlesztő munka részleteit és eredményeit.

BEVEZETÉS A Rutin Kft. az Új Széchenyi Terv, Gazdaságfejlesztési Operatív Program keretén belül a Piacorientált kutatásfejlesztési tevékenység támogatása pályázatban (GOP1.1.1-11-2012-0568) „HighPerFrame – Nagy teljesítményű acélszerkezeti és homlokzatburkolati rendszer kutatásfejlesztése” című projektjére 2013-ban támogatást nyert. A projekt egyes célkitűzéseinek megvalósításában alvállalkozóként részt vett a BME Hidak és Szerkezetek Tanszék is. A MAGÉSZ Acélszerkezetek folyóirat jelen különszámában azokat a K+F+I projekt keretében végzett vizsgálatokat és az elért eredményeket foglaljuk össze, amelyek a BME és Rutin együttműködésével valósultak meg. Ebben a cikkben egy áttekintést adunk a projektről, a részleteket – további tizenegy cikkben – a munkában részt vevő kollégák ismertetik. A HighPerFrame mozaikszó, kiemelkedő szerkezeti viselkedésű és teljesítményű szerkezetet jelent (High Performance Frame szavakból képezve). Kialakításában ötvözi a beruházási költségoptimumot, valamint az energiatudatosság és fenntartható fejlődés szempontjai figyelembevételével az élettartam során elvárható magas teljesítményt, mindezt alacsony költségkockázat mellett. A HighPerFrame fejlesztése a szerkezeti kutatás és szerkezetinformatika legkorszerűbb eszközeivel, a szerkezetoptimálás és viselkedés alapú tervezés (performance based design) módszerével történt. Az optimálás segítségével a megvalósítandó szerkezet kezdeti beruházási, valamint fenntartási költsége is optimális szinten tartható. A viselkedés alapú tervezés (performance based design) módszere a földrengésre és a tűzterhelésre történő terve-

The paper gives and outline on the research and development project on a high performace steel structural system. A project is completed by the co-operation of the Department of Structuural Engineering of BME and the Rutin Ltd, on four major fields: fire protection, seismic resistance, simulation based design and full-scale structural testing. During the R&D work innovative structural details, related design methods and a complex optimization procedure are developed. The paper introduces the further 11 papers of the current issue of the Journal of the Hungarian Steel Structure Association, which provide with the details of the work and the gained results. zésben terjedt el az elmúlt évtizedben főként az USA-ban. Ennek során a kezdeti optimális bekerülési költségre való törekvés mellett a szerkezet élettartama során várható, megbízhatósági analízis révén számítható kockázatok és azok költségvonzata is értékelhető. A szerkezeti alternatívák az elfogadható kockázat mellett elérhető költségminimalizálás alapján ítélhetők meg. A viselkedés alapú fejlesztés a gyártási folyamattól kezdve, az extrém hatások mellett kiterjeszthető általános értelemben minden terhelési hatásra, valamint az energiatudatosság, fenntartható fejlődés szempontjai is ötvözhetők. A fejlesztésekor a szerkezet előállításához (alapanyag-előállítás, szerkezetgyártás, szállítás, szerelés), és későbbi karbantartásához tartozó energiaigény és károsanyag-kibocsátás minimalizálása a cél, a teljes életciklusra végrehajtott analízis segítségével. Így nagy teljesítményű építmény állítható elő, amely egyben versenyképes acélszerkezeti alternatívát jelenthet a hagyományosan vasbeton szerkezetek által uralt területeken is.

A PROJEKT FELÉPÍTÉSE A fentiekben ismertetett célkitűzéseket, szakmai tartalmat négy nagyobb – az alábbiakban részletezett – területeken folytatott kutatás-fejlesztési tevékenységgel valósítottuk meg. Az egyes feladatoknál hivatkozással jelöljük, hogy a különszám melyik cikke kapcsolódik hozzá.

Acélanyag és -szerkezet tűzállósági vizsgálata A szakterület célja a tűzvédelmi szempontokat a tervezési folyamatba integrálva, a szerkezetben meglévő tartalékok jobb kihasználásával, tűzállósági szempontból költséghaté-


3

konyabb szerkezeti rendszer fejlesztése. Ennek során az alábbi feladatokat hajtottuk végre [1], [2], [10]: – a megnövekedett tűzállósági követelmények szabványos és jogszabályi környezetének áttekintése, értékelése a szerkezetek tényleges tűzállósági teljesítményének mérnöki módszerekkel való figyelembevétele szempontjából; – a szerkezeti rendszerben alkalmazott anyagok és szerkezeti kialakítások tűzállósági követelményeinek kockázatelemzésen alapuló megfogalmazása; – a tűzhatás folyamatának és következményeinek számítására numerikus számítógépi szimulációs módszer kidolgozása, a módszer ellenőrzése és validálása mérési eredmények alapján; – a tűzállóságot fokozó innovatív tartószerkezeti részletek kidolgozása és vizsgálata a számításai eljárás alkalmazásával; – a tűzállóságot fokozó innovatív burkolati megoldások kidolgozása és vizsgálata a számításai eljárás alkalmazásával; – a globális szerkezeti rendszer tényleges tűzállósági teljesítményének meghatározása és optimálása a kidolgozott szimulációs számítási eljárás felhasználásával. A vizsgálatok eredményeként kidolgoztunk: – a tűzállósági szempontokat figyelembe vevő új tartószerkezeti és burkolati megoldásokat; – a szerkezeti rendszer elemek tűzállósági elemzésére alkalmas szimulációs számítási eljárást; – a tűzállósági feltételek alapján optimalizált tartószerkezeti rendszert.

Acélanyag és -szerkezet földrengés-szimulációs vizsgálata Ezen a területen célunk volt a különböző szeizmicitásokra, az Eurocode szabvány által meghatározott földrengési követelmények tervezési folyamatba integrálásával, a tartószerkezeti és burkolati rendszer együttdolgozásának, valamint a tartószerkezet duktilitásának kihasználásával, a szeizmikus terhek viselésére hatékonyabb szerkezeti rendszer kifejlesztése. Az elvégzett feladatok az alábbiakban foglalhatók össze [3], [4], [7], [11]: – különböző szeizmicitás esetén egyszintes acélszerkezetek esetén a hossz- és keresztirányú földrengésből származó terhek elemzése az épület merevsége alapján, a tartószerkezeti és burkolati rendszer együttdolgozásával; – a főtartóval együttdolgozó burkolati rendszer (tetőben és falban) merevségének meghatározása kísérleti és számítási eljárás alapján; – a merevségek alapján az épület teljes merevségének pontosítása, a földrengésből származó terhek csökkenésének elemzése és tervezési eljárásba integrálása; – az acélanyag ciklikus viselkedésének vizsgálatára alkalmas anyagmodell kidolgozása; – a magasabb szeizmicitású területeken alkalmazandó szerkezetekre a burkolat és a főtartócsomópontok energiaelnyelő képességének meghatározása kísérleti és számítási eljárás alapján; – a kísérletek során nyert empirikus duktilitási eredmények pontosított számítógépi modellben való alkalmazásával, a földrengési viselkedés időfüggvényen alapuló tervezési módszer kidolgozása; – a globális szerkezeti rendszer optimálása a kidolgozott szeizmikus tervezési módszerek felhasználásával.

4

A vizsgálatok eredményeként: – meghatároztuk a szerkezeti rendszer szeizmikus méretezés szempontjából meghatározó részleteinek merevségi és duktilitási jellemzőit; – kidolgoztunk az empirikus eredmények és pontosított szerkezeti modell alapján egy fejlett szeizmikus tervezési eljárást és – a szeizmikus követelmények alapján optimalizált tartószerkezeti rendszert.

Szimulációs modellvizsgálatok – innovatív szerkezeti kialakítások Ebben a feladatcsomagban célunk volt az innovatív megoldásokat tartalmazó acélszerkezeti rendszer fejlesztésére és tervezésére alkalmas számítógépi szimulációs számítási eljárások kidolgozása és verifikálása, amelyek a valóságos szerkezeti viselkedést – a laboratóriumi kísérletekhez hasonlóan – követni képesek, és lehetővé teszik az extrém hatások kezelését és a szerkezetekben meglévő teherbírási tartalékok kihasználását. A megvalósítást az alábbi részfeladatok alapján hajtottuk végre [4], [5], [6]: – a szerkezet pontosított végeselemes geometriai modelljének kidolgozása, a hagyományos és innovatív szerkezeti kialakítások, valamint a burkolati, a másodlagos és az elsődleges teherviselő alrendszerek kölcsönhatásának figyelembevételével; – teherbírási kísérletek végrehajtása – a földrengési vizsgálatokkal párhuzamosan – a mértékadó rendszerelemeken és csomópontokon, a számítási eljárás verifikálása céljából; – a pontosított felületszerkezeti modellen geometriailag és anyagilag nemlineáris imperfekt szimulációs analízis végrehajtása és verifikálása, az acélszerkezeti rendszer valós – kísérleti – viselkedése alapján; – a tartószerkezeti rendszer szerkezeti elemeinek és kapcsolatainak gyártása során alkalmazott hegesztéstechnológiai folyamat számítógépi szimulációjának kidolgozása; – a gyártástechnológia, a fenntartható fejlődés és az energiatudatos építés szempontjait figyelembe vevő innovatív szerkezeti kialakítások kifejlesztése; – a nemlineáris vizsgálatok eredményei alapján, az Eurocode szabvány biztonsági szintjének elemzésével, a gyakorlatban alkalmazható tervezési módszerek kidolgozása; – a globális szerkezeti rendszer optimálása a kidolgozott méretezési eljárás felhasználásával. A vizsgálatok eredményeként: – kidolgoztunk a szerkezet valós viselkedésén alapuló, a teherbírási tartalékokat kiaknázó szimulációs elven működő tervezési eljárást; – fejlesztettünk a hegesztéstechnológiai folyamatot követő szimulációs számítógépi eljárást; – javaslatokat adtunk a komplex követelményrendszer alapján kidolgozott innovatív szerkezeti kialakításokra és – a pontosított tervezési modell alapján optimalizált tartószerkezeti rendszerre.

Teljes léptékű terheléses vizsgálatok A feladat célja teljes léptékű kísérleti vizsgálat végrehajtása az acél keretszerkezet (főtartó), a másodlagos teherviselő szerkezet (szelemen és falvázgerenda), valamint a burkolati rendszer (trapézlemez) kölcsönhatásának komplex síkbeli és térbeli elemzése.


A teljes léptékű kísérletsorozatot egy minta csarnokszerkezeten hajtottuk végre [8]. A szerkezetet különböző „készültségi fokozataiban” vizsgáltuk: önálló síkbeli keret, másodlagos és harmadlagos szerkezeti elemekkel kiegészített térbeli szerkezet, szélráccsal és hosszkötéssel, illetve szélrács és hosszkötés nélkül, mindezeket több mint 116 különböző konfigurációban. A kísérletsorozatban olyan terheléseket alkalmaztunk, amelyek a keret síkjában a szélés földrengésterhet szimulálták, a felépített két keret közül az egyiket „húztuk”, a másikat pedig „nyomtuk” egy külön erre a célra felépített terhelőkerethez rögzített sajtók segítségével. A mérések eredményeként: – meghatároztuk és elemeztük a szerkezet térbeli merevségét a különböző kialakításokban; – pontosítottuk a térbeli merevségek számítására kidolgozott Eurocode bázisú méretezési módszert [9]; – létrehoztunk egy olyan adatbázist, amely alkalmas az előző területeken kidolgozott számítógépes modellek verifikációjára.

A PROJEKT VÉGREHAJTÁSA A projekt teljes időtartama 18 hónap volt, amely három azonos hosszúságú szakaszra oszlott. A szakaszok végén az eredményeket workshop keretében mutattuk be és jelentésekben dokumentáltuk. Mint az előzőekből is kiderült, a kutató-fejlesztő munkában nagy hangsúlyt kapott a kísérleti vizsgálat: négy jelentős laboratóriumi kísérleti program mellett egy helyszíni, teljes léptékű mérési sorozatot is végrehajtottunk. A nagyszámú kísérletet jórészt a projekt második szakaszában végeztük el a BME Hidak és Szerkezetek Tanszék Szerkezetvizsgáló Laboratóriumában, illetve a Rutin Kft dombóvári telephelyén. A K+F+I munka vezetői a BME részéről Dr. Dunai László, tanszékvezető egyetemi tanár, a Rutin Kft. részéről Papp Zoltán ügyvezető igazgató. A projekt koordinátora Domonics Róbert volt. Az előzőekben ismertetett négy szakterületet a BME részéről alprojektvezetők irányították, a témák sorrendjében Dr. Horváth László, Dr. Vigh László Gergely, Dr. Kövesdi Balázs és Dr. Joó Attila László egyetemi docensek. A tűzvédelemi alprojektben szorosan együttműködtünk a BME Építőanyagok és Magasépítés Tanszékével, Dr. Tóth Elek címzetes egyetemi tanár irányításával. A projekt témája közvetlenül kapcsolódik négy PhD hallgató doktori kutatásához: Balogh Tamás, Budaházy Viktor, Lendvai Anita és Rózsás Árpád. A K+F+I munkához kapcsolódóan eddigiekben elkészült 3 TDK dolgozat és 6 MSc diplomamunka, összesen 17 hallgató részvételével, és további hallgatói munkák vannak még folyamatban. A kísérletek előkészítésében és lebonyolításában a Szerkezetvizsgáló Laboratórium három kutatómérnöke és három technikusa vett részt. Összességében a BME részéről a projekt megvalósításában több mint 40 oktató, kutató, hallgató, technikus és adminisztrátor vett részt. A Rutin Kft. részéről a projektben 34 fő működött közre,

8 fejlesztőmérnök, 13 kutatómérnök és 13 technikus, 15 hónapon keresztül.

KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS A szerzők – a projekt vezetői a BME és a Rutin részéről – köszönettel tartoznak valamennyi munkatársnak, akik a projekt célkitűzéseinek megvalósításában részt vettek. A projekt pénzügyi hátterét az Új Széchenyi Terv, Gazdaságfejlesztési Operatív Program keretén belül a Piacorientált kutatás-fejlesztési tevékenység támogatása pályázat biztosította, amelyért a szerzők köszönetüket fejezik ki.

HIVATKOZÁSOK – A KÜLÖNSZÁMBAN MEGJELENT CIKKEK [1] Nagy Balázs, Dr. Tóth Elek, Dr. Horváth László: „Csarnokok épület- és tűzvédő burkolatainak hatása a tartószerkezet felmelegedésére tűz esetén”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 6–12. [2] Dr. Horváth László, Dr. Kövesdi Balázs: „Innovatív módszerek és megoldások acélcsarnokok tűzvédelmi tervezésében”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 13–20. [3] Budaházy Viktor, Rózsás Árpád, Mayer Róbert, Dr. Vigh L. Gergely: „Acél- és öszvérszerkezeti elemek ciklikus viselkedésének kísérleti vizsgálata”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 21–31. [4] Bartal Miklós, Hegyi Péter, Apáti János, Dr. Kövesdi Balázs, Dr. Vigh L. Gergely: „Keretszerkezetek innovatív energiaelnyelő szerkezeti kialakításának fejlesztése: Hosszbordával merevített képlékeny csukló numerikus és kísérleti vizsgálata”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 32–40. [5] Kollár Dénes, Németh Dávid, Dr. Kövesdi Balázs: „Hegesztéstechnológiai folyamat szimulációja és figyelembevétele az acélszerkezeti méretezési eljárásokban”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 41–19. [6] Dr. Oszvald Katalin, Kollár Dénes, Szilágyi Péter, Dr. Kövesdi Balázs: „Innovatív, végeselem módszeren alapuló méretezési eljárások alkalmazási lehetőségei acél keretszerkezetek tervezésében”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 50–59. [7] Lendvai Anita, Dr. Joó Attila László: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 1. rész: panelkísérletek”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 60–65. [8] Dr. Joó Attila László, Mayer Róbert: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 2. rész: teljes léptékű kísérlet”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 66–77. [9] Lendvai Anita, Kenéz Ágnes, Rácz Annamária, Dr. Joó Attila László: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 3. rész: az Eurocode módszerének pontosítása”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 78–83 [10] Balogh Tamás, Dr. Vigh L. Gergely: „Változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek optimális tervezése tűzhatásra”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 84–94. [11] Balogh Tamás, Dr. Vigh L. Gergely: „Változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek optimális tervezése szeizmikus hatásokra”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 95–106.


5

Nagy Balázs doktorandusz Dr. Tóth Elek címzetes egyetemi tanár BME Építőanyagok és Magasépítés Tanszék Dr. Horváth László egyetemi docens BME Hidak és Szerkezetek Tanszék

CSARNOKOK ÉPÜLET- ÉS TŰZVÉDŐ BURKOLATAINAK HATÁSA A TARTÓSZERKEZET FELMELEGEDÉSÉRE TŰZ ESETÉN EFFECT OF THE FIRE PROTECTION CLADDINGS ON THE TEMPERATURE CHANGE OF THE STRUCTURES OF INDUSTRIAL BUILDINGS A csarnoképületek külső burkolatai tűzhatás esetén jelentősen befolyásolják a főtartószerkezet felmelegedését. Tűzvédelmi szempontból elemeztük a tipikus épületburkolatokat. Numerikus modellezéssel vizsgáltuk a magasabb tűzvédelmi követelményeket is kielégítő tűzvédelmi burkolatokat, innovatív megoldásokat javasoltunk azok hatékonyabb alkalmazásához. Táblázatokat és grafikonokat dolgoztunk ki a tűzvédő burkolat gazdaságos kiválasztására.

The cladding of the steel industrial hall may heavily affect the temperature change of the load-bearing structure in fire situation. The typical cladding systems were evaluated from fire protection point of view. The different fire protection insulations were investigated by FEM, and some innovative application proposals were added. Tables and graphs were developed for supporting the economical choice of the appropriate fire protection system.

BEVEZETÉS

A másodlagos tartószerkezeti elemekkel kapcsolatban nagyon sok kérdés merül fel tűzvédelmi tervezés tekintetében. Az első kérdés a vonatkozó követelmények meghatározása. Egészen pontosan a besorolás, ugyanis el kell dönteni, hogy az OTSZ [1] vonatkozásában a „Tetőfödém tartószerkezetei és merevítései” vagy „Tetőfödém térelhatároló szerkezetei” csoportba tartoznak, vagy esetleg a „Fedélszerkezet” kategóriába sorolhatók-e. A helyes döntéshez ismerni kell az épület globális tartó- és merevítőrendszerét. Amint azt jelen kiadványban megjelent másik cikkünkben [2] elemeztük, ha a szelemen illetve falvázgerenda részt vesz a főtartószerkezet állékonyságának, stabilitásának biztosításában, akkor tönkremenetele a főtartó tönkremenetelét is okozza, tehát merevítőnek definiálandó. Azonban, ha a merevítőrendszert függetlenítjük a szelemenrendszertől, akkor a szelemenek szerepe csupán a tetőhéjazat alátámasztása, így térelhatároló szerkezetnek minősül, kedvezőbb tűzállósági követelményekkel, sőt, ha kizárólag a meteorológiai terhek viselésére alkalmas burkolatot hord, akkor a „fedélszerkezet” feladatát ellátó elemként működik. Szelemenként és falvázgerendaként gyakran alkalmazunk vékonyfalú hidegen alakított Z és C szelvényeket. A profilok falvastagsága 1–3 mm közötti, szelvénymagasságuk 120–350 mm. Nagyon karcsú szelvényekről van szó, szerkezeti viselkedésük leírása és méretezésük még normál hőmérsékleten sem egyszerű feladat. Profiltényezőjük rendkívül magas, akár 1000 1/m fölötti értékű is lehet – összehasonlításul a melegen hengerelt szelvényeké 50– 350 1/m közötti. Tűz hatására rendkívül gyorsan felmelegszenek, 7–8 perc múlva hőmérsékletük megközelíti a tűzszakaszban a gázhőmérsékletet. A szendvicspanelek a szelemenek felső övére támaszkodnak. Ha belső felületük sík, akkor az megvédi a szele-

A HighPerFrame projekt keretében vizsgálatokat folytattunk annak elemzésére, hogy a csarnokokon alkalmazott külső épületburkolatok (oldalfali és tetőburkolat) milyen módon befolyásolják tűzhatás esetén a tartószerkezet felmelegedésének folyamatát. Melyek az előnyös kialakítások, hogyan lehet jobban kihasználni a burkolatokban rejlő hőmérséklet-csökkentő hatásokat. Elemeztük és módszereket dolgoztunk ki ahhoz, hogy ha tűzvédő burkolatra van szükség a kellő tűzállósági időtartam biztosításához, akkor a tűzvédő burkolat méreteinek, kialakításának megválasztása minél gazdaságosabban történjék.

BURKOLATRENDSZEREK ÉRTÉKELÉSE TŰZVÉDELMI SZEMPONTBÓL Az ipari csarnokok burkolatválasztását funkciójuk, megjelenésük és a költségek egyaránt befolyásolják. Az egyik legkedveltebb a szendvicspanel burkolat szelemenekre, illetve falváz-gerendákra rögzítve. Tűzállósági és éghetőségi követelmények esetén a szendvicspanelekben PIR habot (IPN) vagy kőzetgyapotot használnak hőszigetelésként. Az egyes gyártók termékválasztékában megtalálhatók az R15, R30 és R45, sőt akár magasabb tűzállósági időtartamra is alkalmas panelek, tehát a követelményeknek megfelelő szendvicspanel kiválasztható. Megjegyezzük, hogy rögzítéseikre és kapcsolataikra nagyon szigorú gyártói alkalmazástechnikai előírások vonatkoznak, és csak ezek következetes betartása esetén érvényes a megadott tűzállósági időtartam. Mindez azonban csak önmagában a szendvicspanel kellő tűzállóságát garantálja, a másodlagos teherviselő elemekkel, a szelemekkel és falváz-gerendákkal külön kell foglalkozni.

6


1. ábra: Szendvicspanel és acélszelvény modellje és hőmérsékleteloszlások

men felső övét a hőhatástól, tehát a szelemen 3 oldalról tűzhatásnak kitett elemként számítható. Ha azonban a szendvicspanel belső fegyverzete trapézhullámú, akkor nem biztosít kellő védelmet, és minden oldalról tűzhatásnak kitett elemként kell vele számolnunk. Bármelyik eset áll is fenn, 15 perces tűzhatás után a vékonyfalú Z szelemenek merevsége és szilárdsága az eredeti érték 10–12%-ára csökken. Mivel viselkedésük követése és méretezésük tűzhatásra még a normál hőmérsékleten való méretezésnél is bonyolultabb, ezért a gyártók általában alkalmazási táblázatokkal segítik a felhasználókat. 15 perces tűzhatás esetére a normál hőmérsékleten alkalmazásra kerülő szelemeneknél nagyobb szelvényméret választásával általában a tűzállóság már igazolható. Ennél magasabb tűzállósági időtartam követelményre a gyártók szavaival élve „nem, vagy csak nagyon gazdaságtalanul” lehet vékonyfalú szelemeneket alkalmazni. A hazai tűzvédelmi gyakorlatban előfordul, hogy a szelemenrendszer – sőt extrém esetben akár a burkolatok – tűzvédő festékkel való lefestése jelenti a megoldást. A tűzvédő festékek alkalmazásának azonban vannak korlátai – a gyártók általában nem tesztelik a festékek hatékonyságát nagyon vékony lemezeken. Ilyen módon felmerül a kérdés, hogy a rendkívül költséges festékbevonat – gondoljunk a szelemen- és falváz-rendszer hatalmas felületére – végül megnyugtatóan biztonságos tűzvédelmet garantál-e? Célszerűbb megoldásnak tűnik – ha szelemenes rendszer keretein belül akarunk maradni – a vékonyfalú szelemenek és falváz-gerendák helyettesítése melegen hengerelt szelvényekkel. Az IPE szelvényekből a kisebb profilok is elegendőek lehetnek. Nem szükséges őket olyan sűrűn elhelyezni, mint vékonyfalú társaikat. A melegen hengerelt szelvények megfelelő szelvényválasztással védelem nélkül 15 percig, felhabosodó festékkel védve pedig minden gond és kérdőjel nélkül akár 60 perces követelményig igazolhatóak. Tartószerkezeti szempontból pedig előny az, hogy a melegen hengerelt szelemenek minden további nélkül merevítési feladatokat is elláthatnak. A magasabb önsúly miatti többletköltségeket ellensúlyozza az olcsóbban megoldható tűzvédelem. Természetesen ehhez az szükséges, hogy a tervezés folyamatában már idejekorán tekintetbe vegyék a tűzvédelem szempontjait is, a szerkezettervezéstől ne legyen teljesen független a tűzvédelmi tervezés. A melegen hengerelt szelemen övéhez csatlakozó szendvicspanelnek azonban még egy kedvező hatása lehet: a csatlakozó felületeken a tűzhatástól elzárt panel elvezetheti a hőt a szelementől. Vizsgálatokat végeztünk arra vonatkozóan, hogy egy melegen hengerelt szelvényhez kapcsolt szendvicspanel hogyan befolyásolja az acélszelvény felmelegedését. A vizsgálatokhoz a SAFIR programot alkalmaztuk. A program bemutatását [2] tartalmazza. A vizsgálatban egy

PIR tetőpanellel szerelt védetlen IPE 240 acélszelvény felmelegedését elemeztük ISO834 szabványos tűzhatásra. Összehasonlításképpen 40 és 80 mm vastag panelre is elvégeztük a számításokat, a 30 perces tűzhatás után kapott hőmérséklet-eloszlásokat az 1. ábra mutatja. Mivel a 80 mm-es panel eredményei csak kismértékben tértek el, ezért csak a 40 mm-es panel eredményeit ismertetjük a továbbiakban. A hőmérsékleteket a jelölt pontokban olvastuk le, és a 2. ábra mutatja be a diagramot.

2. ábra: IPE 240 szelvény egyes pontjainak felmelegedése ISO tűzhatásra

Az acélszelvény gerince melegedett fel a leggyorsabban, ezután az alsó öv pontjai, majd a felső öv következik. A legalacsonyabb hőmérsékletre a gerinc és a felső öv találkozási pontja hevült fel. Az egyes pontok közötti hőmérséklet-különbség a 10 és 20 perces tűzhatás tartományában a legnagyobb, de itt sem haladja meg az 50 °C-t. Ellenőrzésképpen elvégeztük a szelvény felmelegedésének számítását az EC egyszerű módszereivel, kézi eljárással is. A SAFIR modell eredményei szerint a felső övlemez negyedelőpontjainak felmelegedése illeszkedik a legjobban az EC kézi számításához. A fő kérdés az, hogy milyen mértékben csökkentette az IPE240 szelvény felmelegedését a szendvicspanel ráhelyezése. A szelvény előbbiekben kiválasztott pontjának felmelegedési görbéjét hasonlítottuk össze azzal a görbével, amit minden oldalról tűzhatásnak kitett IPE240 azonos


7

pontjában kaptunk. A szemléletesség kedvéért a két görbe különbségét mutatja be a 3. ábra.

telésbe vannak ágyazva (4. ábra), ezért a tűzhatás csak egyik övükön éri őket. Ennek következtében jóval lassabban melegszenek fel, és tűzállósági időtartamuk is magasabb.

4. ábra: Hőterjedés a kazettás burkolatban

3. ábra: Szelemen-hőmérsékletek közötti különbség

Érdemleges különbség csak az első percekben adódik, a 15 perces tűzhatásnál kb. 4% a hőmérséklet-csökkenés mértéke a panel nélküli esethez képest. A 15–45 perc intervallumban jóval kisebb hőmérséklet-csökkenést okoz a szendvicspanel. A 22. percnél megfigyelhető lokális minimum oka a hőmérsékleti görbék „S” alakja miatti közel kerülése. A szendvicspanel hőelvezető hatása gyakorlatilag nem mérhető. A panel hőszigeteléssel van töltve, és a szelemennel érintkező vékony acélfegyverzet felmelegedéséhez kis hőmennyiség szükséges. Ez nem befolyásolja érzékelhető módon a melegen hengerelt, jóval nagyobb falvastagságú acélszelvény hőmérsékletét. Végeredményben tehát a szendvicspanel közvetlen felfektetése a szelemenre azért előnyös, mert a 4 oldali tűzhatás helyett csak 3 oldalról éri a tűz az acélszelvényt – ez a hatás viszont függetlenül a panel vastagságától, csak a panel felfekvő felületének kivitelétől függ. A szereltszendvics-burkolatok és a lemezkazettás burkolatok tulajdonképpen tűzvédelmi szempontból együttesen kezelhetők. Hátrányuk az, hogy elkészítésük meglehetősen munkaigényes és lassú folyamat. Bár alapanyagaik – trapézlemezek, kazetták, hőszigetelő, párafékező; -záró; -szigetelő és tömítőanyagok nem drágák, a szerelés élőmunkaigényével nem teszi gazdaságossá alkalmazásukat. Ugyanakkor tűzvédelmi szempontból rendkívül kedvező megoldások. A másodlagos teherhordóelemek hőszige-

A szerelt burkolatok a főtartóra is kedvező hatással lehetnek. Ha belső felületük sík, akkor az megvédi a főtartó csatlakozó övét a hőhatástól, tehát a főtartó 3 oldalról tűzhatásnak kitett elemként viselkedik. Ha azonban a burkolat belső fegyverzete trapézhullámú, akkor nem biztosít kellő védelmet, és minden oldalról tűzhatásnak kitett elemként kell a főtartót számolnunk. Statikai szempontból a szendvicspanelek közvetlen főtartóra való rögzítése azzal a következménnyel jár, hogy a panelnek a főtartók közötti teljes távolságot át kell hidalnia és a terheket ily módon a szelemenes megoldásnál jóval nagyobb fesztávolságon kell viselnie. Emiatt nagyobb teherbírású, nagyobb vastagságú és drágább panelre van szükség – a szelemenrendszer árát viszont megspóroljuk. Az oldalfali panelek szélterhelése jóval kisebb, mint a tetőpanelek hóterhe, ezért ilyen megoldást a leggyakrabban oldalfalon alkalmaznak, vízszintes panelfektetéssel. Ritkábban a keretvállban végig vitt gerendára és a lábazati gerendára állított panelek is használatosak. A szelemen nélküli tetőpanelek nagy teherbírású elemek, több gyártó magashullámú trapézlemezt alkalmaz belső fegyverzetként, de sík felületű változatok is vannak. Ha a szendvicspanelt közvetlenül fektetjük a főtartóra, akkor tűzvédelmi szempontból ugyanolyan helyzetben leszünk, mint a melegen hengerelt szelemen és szendvicspanel esetén. A hegesztett vagy melegen hengerelt főtartó övére rögzítik a szendvicspanelt, ami tűzvédelmi szempontból kedvező lehet a főtartóra. Ahogy már a korábbiakban is bemutattuk, a szendvicspanel megvédheti a főtartó csatlakozó övlemezfelületét a közvetlen tűzhatástól – ha felfekvő felülete sík. Ekkor tehát a főtartó 3 oldalról tűzhatásnak kitett elemként számítható. A [2] cikkben bemutatott mintacsarnok főtartószelvényei kritikus hőmérsékletét a szendvicspanel árnyékoló hatásának tekintetbevételével is meghatároztuk. Az eredményeket az 1. táblázat összegzi.

1. táblázat: Tűzállósági idők 4 és 3 oldali tűzhatásnak kitett főtartószelvények esetén Kritikus hőmérséklet

Gerenda

Oszlop

Szelvény

8

Négy oldalról

Három oldalról

θcr [°C]

Profilfaktor [m-1]

Tűzállósági idő t [min]

Profilfaktor [m-1]

Tűzállósági idő t [min]

alsó elem

H300-500*5+180*10

688

189,8

15,7

160,4

16,8

felső elem

H500-700*5+180*10

594

216,0

10,8

191,1

11,5

tetőgerinc közbenső kiékelés

H380*5+165*8 H700-380*6+165*8

712 637 595

219,4 220,0

16,6 12,3 10,8


193,7 186,7

17,3 13,0 11,7

A mintacsarnok főtartóinak védetlen szelvényei éppen a 10–15 perces tartományban érik el a kritikus hőmérsékletüket, ott, ahol a szendvicspanel védelmének hatása a legjobban érvényesül. A kritikus hőmérsékletek alapján számított tűzállósági idők átlagosan 0,8 perccel hosszabbodtak meg. Ez egy R15-ös követelménnyel bíró szerkezetnél akár elegendő is lehet a lefestés elkerülésére. R30 és R45 követelmény esetén a főtartó acél hőmérsékletének szempontjából nem releváns a változás hatása. Végül a SAFIR segítségével megvizsgáltuk, hogy a főtartó viselkedésére milyen hatással van, ha egyik övét a szendvicspanel védi a közvetlen tűzhatástól. A csomópontok viselkedését is tekintetbe vevő modellünket alkalmaztuk, és végeredményképpen – az oszloptalp félmerevsége miatti részleges befogás és a szendvicspanel árnyékoló hatása együttesének köszönhetően – 15,2 perc tűzhatás után ment tönkre a főtartókeret, azaz R15 tűzállósági követelményre védelem nélkül igazolható. Mivel a panelek tűzárnyékoló hatása nem függ a panelvastagságtól, ezért más szendvicspanel-méretekkel nem végeztünk további vizsgálatokat.

TŰZVÉDŐ BURKOLATOK ALKALMAZÁSA ACÉL TARTÓSZERKEZETEK TŰZÁLLÓSÁGÁNAK NÖVELÉSÉRE Tűzvédő burkolatok céljára a gyakorlatban bevált és alkalmazott legjellemzőbb táblás építőlemez-családok a következők: a) cementkötésű ásványi (szilikát) anyagú, könnyű, nedvességre érzéketlen önhordó lapok (500–1000 kg/m3 testsűrűséggel), b) különleges technológiákkal készült, ásványi kötésű, esetenként különféle szálas anyagokkal és töltőanyagokkal erősített kálcium-szilikát táblák (500-–1000 kg/m3 testsűrűséggel), c) speciális feldolgozású táblás kőzetgyapot lapok (120– 180 kg/m3 testsűrűséggel), d) gipszbázisú üvegszál erősítésű (ridurit, riflex), illetve gipszrost (rigidur) lapok (~800-1000 kg/m3 testsűrűséggel). Részletes vizsgálatokat folytattunk le annak megállapítása érdekében, hogy ha [2] cikkben bemutatott mintacsarnok főtartószerkezeti elemeit (oszlop, gerenda) tűzvédő burkolattal látjuk el, akkor az hogyan befolyásolja ezen elemek felmelegedési folyamatát és hőmérsékleteit tűzhatás esetén. A vizsgálatok során az oszlop alsó (OA) és felső (OF) szakaszának, valamint a gerenda keretsarok melletti (GS) és középső (GP) szakaszának keresztmetszetét építettük körbe különböző anyagú tűzvédő burkolattal. A főtartó és az oldalfal- illetve tetőhéjazat szerkezeti kapcsolatát kétféle alternatívában elemeztük: – az egyik esetben a főtartó és a burkolat között szelemenek, illetve falvázgerendák vannak, azaz mind a 4 oldalról burkolatot kap az acéltartó, – a másik megoldásnál a szendvicspanel-héjazat közvetlenül a főtartóhoz (gerendára, illetve oszlophoz) csatlakozik, tehát a főtartó 3 oldali tűzvédő burkolattal van ellátva, a negyedik oldalt a szendvicspanel védi. Az elvégzett vizsgálatsorozat kiértékelésénél szerzett tapasztalatok alapján 40 mm vastagságú Rockwool kőzetgyapot hőszigeteléssel töltött szendvicspanelt alkalmaztunk.

A tűzvédő burkolatok kétféle anyagból, egyenként 3 féle vastagságban készültek: – ásványgyapot burkolólemezzel (20–40–60 mm vastagságban) és – gipszkarton burkolólemezzel (15–20–25 mm vastagságban). A burkolat dobozszerűen fogja körbe a védendő acélprofilt. A doboz belsejét hagyományosan levegő tölti ki. Innovatív javaslatként megvizsgáltuk annak a hatását is, ha hőszigetelő anyaggal – cellulózrosttal vagy üvegrosttal – töltik ki ezt az üreget. Ez utóbbi esetekben a tartók gerince és a burkolat közötti 1 cm-es hézagot Rockwool anyaggal borítjuk, mivel az övlemez mellé beszórt hőszigetelő anyagok azt nem töltenék ki megfelelő tömörségűre. A felmelegedés folyamatát a feladat volumene és komplexitása miatt ANSYS szoftverrel modelleztük. A külső gázhőmérséklet alakulását a szabványos ISO tűzhatásgörbe szerint vettük fel. A modelleken a tűzteher hatását a külső felületen hőáramsűrűségként visszaadó peremfeltételek esetében a konvekciós és sugárzásos részterhelést külön, de egyazon felületeken helyeztük el. A gázhőmérsékletet percenkénti bontásban változtattuk, mely megegyezett a szimuláció során alkalmazott számítási időlépéssel. Az eredményeket azonban 5 perces időlépésenként kértük le. A konvekciós hőátadási tényezőt a szabványos tűzgörbénél megadott, konstans 25 W/m2K-nek vettük fel. A sugárzási részből keletkező hőáramsűrűség megadásához a külső felületen a burkolat anyagától függetlenül az eredő emiszsziós tényezőt konstans 0,8-nak adtuk meg, valamint a tűz környezetének hatékony sugárzási hőmérsékletét a konvekciós résznél is alkalmazott tűzgörbe szerinti gázhőmérséklettel megegyezőnek vettük fel. A burkolat külső felületének hőmérsékletét a szoftver az említett időlépés szerint frissítette és alkalmazta a peremfeltételek esetén. Ezáltal kezelni tudtuk, hogy a modellek esetén a peremfeltételek eltérőek lehettek egymástól az egyes felületek hőmérsékletének eltérő alakulása miatt. A kétféle szerkezeti kialakítás szilárdtestekből álló modelljeit INVENTOR szoftverrel építettük fel. A geometriát mm-es pontossággal építettük meg az említett négy keresztmetszetben. A szilárdtestek eltérő anyagokkal érintkező kontaktfelületeit külön testként modelleztük, melyre két okból, a hálógenerálás optimalizálása és a levegővel kitöltött burkolat esetén szükséges anyagmodell felállítása miatt volt szükségünk. A modell végeselemes hálófelbontását már a szilárdtestmodell alapján ANSYS szoftver segítségével készítettük el. A felbontás során figyelemmel voltunk az eltérő geometriai méretekkel rendelkező elemekre, a kontaktfelületeknél történő hálóillesztésre, valamint az előzetes hőtechnikai szimulációk eredményeinek figyelembevételével történő hálósűrítésekre, azonban törekedtünk a futási idő optimalizálására is. A 7. ábra ismerteti a kétféle szerkezeti kialakítást, valamint azok ANSYS modelljeit. A számításhoz szükség van az egyes anyagok hőtechnikai tulajdonságainak – hővezető képesség, fajhő, fajsúly – ismeretére. Ezek a hőtechnikai jellemzők általában szintén hőmérsékletfüggőek, továbbá függnek az anyagok nedvességtartalmától is, melynek megváltozására a tűzhatás számítása esetén szintén figyelemmel kell lennünk. Az anyagtulajdonságokat ANSYS szoftverben a vizsgált paraméterek függvényében adhatjuk meg, ezért az instacioner állapotban végzett szimuláció során a hőmérséklet és az idő függvényében tudjuk változtatni. Az anyagok hőtechnikai tulajdonságainak minden hatását az ANSYS szoftver mechanikai


9

moduljában csupán az instacioner hővezetéshez szükséges, az előbbiekben említett három nélkülözhetetlen, szilárdtestekre leírt hőtechnikai tulajdonság hőmérséklet- vagy időfüggő megváltoztatásával modellezhetjük. A vonatkozó szabványokban azonban lényegében csak acél- illetve betonanyagokra vannak megfelelő adatok. A további információk beszerzése részletes és időigényes szakirodalom-kutatást tett szükségessé [3], [4], [7], [8], [9], [10]. A problémát elsősorban az okozza, hogy kevés publikált adat található a szakirodalomban, hiszen a gyártók nem szívesen osztják meg ezeket, a fellelt adatokat pedig sok esetben más földrészen előforduló kutatócsoportok mérései és anyagmodelljei alapján kellene figyelembe vennünk. Könnyen belátható, hogy például az Ázsiában forgalmazott cellulóz hőszigetelő anyag nem feltétlenül egyezik minden tulajdonságában az európai vagy hazai anyagokkal. A fellelt mérési eredmények és adatok alapján azonban felállíthatjuk a saját anyagmodellünket a hazai anyagokra illesztve. Az anyagok nedvességfüggő tulajdonságai a fajhőjükben és fajsúlyukban, míg a hőmérsékletfüggő változások – például az üvegrost 700 °C-nál bekövetkező olvadása – a hővezető képességükben került modellezésre. A szilárd burkoló- és kitöltőanyagokat jellemző hővezető képességeket az emelkedett hőmérsékleti tartományban az 5. ábra mutatja be.

hőmérsékletre vonatkozó egyenértékű szilárdtestként jellemző hővezető képességét. Továbbá természetesen mind a fajhőt, mind pedig a fajsúlyt hasonlóan, hőmérsékletfüggő modell alkalmazásával vettük figyelembe. A modellezett levegő egyenértékű hőtechnikai tulajdonságait a 6. ábra szemlélteti.

6. a) ábra: Zárt légréteg egyenértékú hővezető képessége a hőmérséklet függvényében

6. b) ábra: Zárt légréteg fajhője és fajsúlya a hőmérséklet függvényében 5. ábra: Burkoló- és kitöltőanyagok hővezető képessége a hőmérséklet függvényében

A szilárdtest alapú modellezés érdekes kérdése a levegő, mint áramló közeg modellezése is. A vizsgált modellek együttes áramlástani (CFD) és hőtechnikai szimulációja rendkívül idő- és erőforrásigényesnek bizonyult volna a nagyszámú vizsgálatokra tekintettel, továbbá a metszetekben feltételezett és a valóságban kialakuló légáramlás a kvázi kétdimenziós modellek alkalmazásával – szimulációtechnikai okokból a geometria térbeli kiterjedését 1 cmre vettük fel – nem lett volna megfelelően modellezhető. A levegő szilárdtestként való modellezésére továbbá azért is nyílhatott lehetőségünk, mert a kitöltésekben kialakuló hőmérséklet-eloszlást a szimulációk során nem akartuk vizsgálni, célunk az acélszerkezet jellemző pontjainak hőmérsékletének meghatározása volt. Mivel a levegő hővezető képessége csak mozdulatlan állapotában definiálható önállóan, az épületszerkezetek nem emelt hőmérsékleten történő hőtechnikai szimulációi során a légüregeket gyakran az adott légrétegre vonatkozó, szabványokban és szakirodalomban definiált, az üregek méretétől és áramlástani jellemzőitől függő, a teljes rétegre kifejezett egyenértékű hővezetési ellenállásával vesszük figyelembe. A szimulációs modelljeinkhez ezt az eljárást továbbfejlesztve a mozdulatlan levegő hőmérsékletfüggő hőtechnikai tulajdonságainak és áramlások figyelembevételével felbontott egyszerű geometria szerint elkészítettük az emelt

10

A modellezett keresztmetszeteken belül 10 illetve 11 pontban kísértük figyelemmel a hőmérséklet változásának folyamatát, a pontokat a 7. ábra szemlélteti.

7. ábra: Vizsgált kialakítások és ANSYS modelljeik: balra szendvicspanel + 3 oldali tűzvédő burkolattal, jobbra 4 oldali tűzvédő burkolattal ellátott acél főtartó

Mindösszesen 144 változat számítását készítettük el. Az eredményeket táblázatos és grafikus formában is feldolgoztuk. A grafikonok az áttekinthetőség érdekében 5 jellemző pontban mutatják a hőmérséklet alakulását a tűzhatás idejének függvényében 60 percig.


8. ábra: A gerenda középső (GP) keresztmetszet két vizsgált kialakításának diagramja

2. táblázat: Szendvicspanel és 3 oldali 20 mm tűzvédő gipszkarton burkolat cellulóz kitöltéssel Idő [s]

Adott pontban mérhető hőmérséklet [°C] 1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

300

20,38

20,28

20,21

20,01

20,02

20,42

25,48

29,69

40,34

20,21

600

22,34

21,94

21,61

20,32

20,63

24,25

41,95

50,12

67,29

22,84

900

25,23

24,60

23,99

21,46

22,88

31,89

62,74

73,82

95,29

29,19

1200

28,60

27,83

27,03

23,75

27,02

42,15

84,86

97,98

121,95

38,88

1500

32,07

31,23

30,36

27,15

32,83

54,00

106,96

121,77

147,92

51,57

1800

35,61

34,78

33,92

31,52

39,95

66,87

129,09

145,47

173,65

66,88

2100

40,53

38,93

37,89

36,66

48,06

80,48

151,33

169,19

199,27

84,85

2400

54,82

50,46

47,63

43,00

56,98

94,66

173,71

193,00

224,79

105,95

2700

80,40

73,56

68,19

52,89

67,04

109,38

196,16

216,77

249,95

130,55

3000

111,13

102,42

94,78

67,15

79,07

124,89

218,55

240,27

274,46

158,65

3300

143,56

133,36

123,89

85,14

93,70

141,73

240,82

263,44

298,46

189,10

3600

176,73

165,09

154,05

106,23

111,27

160,39

263,18

286,55

322,26

220,67

3. táblázat: GP keresztmetszet, 4 oldali tűzvédő kőzetgyapot burkolat üvegrost kitöltéssel Idő [s]

Adott pontban mérhető hőmérséklet [°C] 1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

0

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

20,00

300

21,88

21,18

20,83

20,04

20,00

20,06

21,13

21,56

22,33

390,98

392,41

600

38,79

33,93

30,55

21,45

20,36

22,01

34,55

38,57

43,80

538,19

568,07

900

64,98

57,15

50,55

27,13

22,94

29,25

59,25

66,78

75,07

600,60

663,15

1200

93,31

83,45

74,43

37,61

29,70

41,65

87,92

98,13

108,51

639,94

711,98

1500

122,82

111,24

100,19

52,34

41,23

58,39

118,43

131,02

143,33

670,93

749,63

1800

153,77

140,38

127,38

71,04

57,55

79,14

150,59

165,50

179,83

696,12

779,89

2100

185,89

170,84

156,08

93,66

78,66

103,85

184,28

201,23

217,36

717,86

806,78

2400

218,99

202,53

186,35

120,21

104,63

132,50

219,48

238,12

255,76

737,64

829,73

2700

253,01

235,38

218,11

150,64

135,45

165,04

256,32

276,42

295,31

757,25

849,45

3000

288,04

269,43

251,31

184,71

170,82

201,29

294,69

315,90

335,73

774,50

866,82

3300

323,96

304,62

285,89

221,89

210,03

240,67

334,13

356,27

377,28

791,40

882,19

3600

361,18

340,88

321,64

261,41

252,05

282,33

374,36

397,40

419,82

807,95

895,93


11

A bemutatott grafikonok felhasználásával lehetőség van arra, hogy pontosan megállapítsuk a szükséges tűzvédelmi burkolat vastagságát. Az alkalmazandó eljárás a következő: – a [2] cikkben bemutatott innovatív eljárással, a kritikus hőmérsékletek módszerének kiterjesztésével megállapítható az egyes szerkezeti elemek legnagyobb megengedhető hőmérséklete a tűzhatás ideje alatt; – ennek a hőmérsékletnek az ismeretében táblázati adatokból (pl. 2-es ill. 3-as táblázat) illetve a grafikonokról (pl. 8. ábra) kikereshető az a burkolati megoldás, amely biztosítja, hogy a vizsgált szerkezeti elem a megadott tűzállósági időtartam végére se érjen el ennél magasabb hőmérsékletet; – az alkalmazni kívánt tűzvédelmi burkolat anyagának és vastagságának ismeretében megállapítható a tartószerkezeti elem tűzállósági időtartama, ha a kritikus hőmérséklete ismert. – A mintaépület esetében bármelyik szerkezeti elemét is vizsgáljuk, a 2 cm kőzetgyapot vagy a 15 mm-es gipszkarton tűzvédelmi burkolat is képes a 45 perces megkövetelt tűzállóság biztosítására. – 2 cm kőzetgyapot tűzvédelmi burkolat alkalmazásakor a mintaépület bármelyik fő tartószerkezeti eleme igazolhatóan 60 perces tűzállósági teljesítménnyel rendelkezik – a mértékadó ebben a keretgerenda keretsarokhoz közeli részének kritikus hőmérséklete, amely éppen annyi, amennyire 60 perc után fel fog melegedni, azaz 595 °C. Természetesen a grafikonok a mintaépület acélszelvényeihez használhatóak. Ugyanilyen grafikonok azonban kidolgozhatóak bármilyen kívánt profil és burkolat esetére is. Az eredmények alapján a tűzvédő burkolatok az alábbiak szerint értékelhetőek: – a kőzetgyapot tűzvédő burkolóanyag 2 cm-es vastagságban kevésbé hatékony, mint a gipszkarton 15 mm-es vastagságban. A 4–6 cm vastagságú kőzetgyapot burkolat hatékonysága már közelebb áll a 20–25 mm-es gipszkartonhoz; – a tűzvédő burkolat által határolt üreg kitöltése hőszigetelő anyaggal minden esetben jelentősen hátráltatta a védett acél szerkezeti elem felmelegedését. A mintaépület esetében fennálló 45 perces tűzállósági időtartam (R45 követelmény) esetén a legnagyobb különbség a gerenda keretsarok felőli végénél észlelhető, 2 cm-es ásványgyapot tűzvédő burkolatnál 470 °C-ra melegszik az acél, üveggyapot kitöltéssel ez lecsökken 360 °C-ra, míg cellulózkitöltéssel csak 300 °C hőmérsékletet ér el a védett acélgerenda; – a 4 oldalról elkészített tűzvédő burkolat jobb védelmet biztosít, mint a 40 mm vastag szendvicspanel. Ez a különbség a tűzvédő burkolat vastagságának növelésekor válik észrevehetővé és egyre jellemzőbbé. A grafikonokból kitűnik, hogy a szendvicspaneles megoldásnál a vas-

12

tagabb és hatékonyabb tűzvédő burkolatok által védett keresztmetszeti pontok hőmérséklete alacsonyabb, a legjobban a felső sarokpontok hevülnek fel, amelyeket a szendvicspanelnek kellene védenie. – Az egyik oldalán szendvicspanellel, másik 3 oldalról tűzvédő burkolattal védett keresztmetszetek esetében azonban a burkolatként alkalmazott szendvicspanel vastagságának növelése nem oldja meg a vele érintkező gerinc felmelegedésének problémáját, mivel annak elsődleges okozója a szendvicspanel acélfegyverzetének gyors hőmérséklet-növekedése. A szendvicspanel vékony acélborítása a jelen konstrukciókban a hőáramot a gerincig szinte akadálymentesen tudja továbbítani. – Ezért olyan megoldás esetén, ahol a 3 oldali tűzvédő burkolatot szendvicspaneles külső burkolathoz zárjuk, ott tűzvédelmi okból célszerű lenne az acélszerkezetet termikusan elválasztani a szendvicspanel burkolatától, hogy a felmelegedő gázzal érintkező vékony acélfelület ne érintkezhessen közvetlenül a tartóval. A termikus elválasztás anyagának és optimális kialakításának megválasztása további kutatások célja lehet.

IRODALOMJEGYZÉK [1] A belügyminiszter 54/2014 (XII.5.) BM rendelete az Országos Tűzvédelmi Szabályzatról [2] Horváth L., Kövesdi B.: „Innovatív módszerek és megoldások acélcsarnokok tűzvédelmi tervezésében”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 13–20. [3] Poologanathan K., Mahendran M.: „Thermal performance of composite panels under fire conditions using numerical studies: plasterboards, rockwool, glass fibre and cellulose insulations”, Fire Technology, 49(2), pp. 329-356. (2012) [4] Sterner E.,Wickström U.: „TASEF – Temperature Analysis of Structures Exposed to Fire – User’s manual”, Swedish National Testing Institute, SP Report 1990:05 Fire Technology, pp. 188. (1990) [5] MSZ EN 1993-1-2:2013, Eurocode 3: Acélszerkezetek tervezése. 1–2. rész: Általános szabályok. Szerkezetek tervezése tűzhatásra. [6] Rockwool Műszaki Szigetelés, Hő-, hang- és tűzvédelmi szigetelés, Műszaki Kiadvány (2006) [7] MSZ EN ISO 6946:2008, Épületszerkezetek és épületelemek. Hővezetési ellenállás és hőátbocsátás. Számítási módszer (ISO 6946:2007). [8] MSZ EN ISO 10456:2008, Építési anyagok és termékek. Hő- és nedvességtechnikai tulajdonságok. Táblázatos tervezési értékek, eljárások a minősítési és a tervezési hőtechnikai értékek meghatározására (ISO 10456:2007). [9] Shpilrain, E. E.: A to Z Index – Air (Properties of), Thermopedia (2011) DOI: 10.1615/AtoZ. A. [10] Shelquist R.: „An Introduction to Air Density and Density Altitude Calculations”, link: http://wahiduddin.net/calc/ density_altitude.htm


Dr. Horváth László egyetemi docens Dr. Kövesdi Balázs egyetemi docens BME Hidak és Szerkezetek Tanszék

INNOVATÍV MÓDSZEREK ÉS MEGOLDÁSOK ACÉLCSARNOKOK TŰZVÉDELMI TERVEZÉSÉBEN INNOVATIVE DESIGN METHODS AND SOLUTIONS IN FIRE DESIGN OF STEEL FRAMES A cikk áttekintést ad a nagy teljesítményű acélszerkezeti rendszer fejlesztésére irányuló K+F+I projekt keretében acél csarnokszerkezetek tűz hatására való innovatív méretezési módszereinek alkalmazási lehetőségeiről. A projekt keretében kidolgoztuk a kritikus hőmérsékletek módszerének kiterjesztését, amellyel pontosabb módszerekkel ellenőrizhetők a szerkezetek, ezáltal gazdaságosabban tervezhetők mind az acélszerkezeti részletek, mind a felhabosodó festékbevonatok. Bemutatjuk, hogy a szerkezet és csomópontjainak tűzhatás alatti viselkedését követő numerikus számítógépi szimulációs programok segítségével hogyan lehet a hagyományos méretezési eljárásokhoz képest pontosabb teherbírási értékeket meghatározni, ezáltal teherbírási tartalékokat kihasználni, és a hagyományos tűztervezési módszerekhez képest pontosabb analízissel hosszabb tűzállósági időtartamot igazolni. Ezekkel a módszerekkel az R15 követelmény teljesítése passzív tűzvédelem alkalmazása nélküli (védetlen) acélszerkezettel is sok esetben megoldható és igazolható. A jelen cikkben egy egyszerű csarnokszerkezeten mutatjuk be a numerikus szimulációkon alapuló méretezési eljárások alkalmazhatóságát és eredményeit.

The paper gives an outline on a complex research program with the aim to improve the fire design methods of steel frame structures using advanced FEM based numerical simulations. In frame of the project an extension of the critical temperature method is developed, with the aim to design the steel frame structures with higher accuracy which can lead to a more economic design of the steel structures and the fire protection layers in the same time. The application possibilities of the finite element method based design methods for fire design are introduced in the current paper, which can lead to a more accurate estimation of the load carrying capacity of the joints and the global frame structure. Using the advanced design methods the durability of the frame structures can be determined with higher accuracy what can lead to more economic solutions regarding the fire protection and the requested resistance (R15) can be fulfilled without extra fire protection grout. The current paper presents the application possibility of the numerical methods in the fire design of a simple steel frame structure and introduces the conclusions of the research results.

BEVEZETÉS

A korszerű, viselkedésalapú tűzvédelmi tervezés során mind a tűzhatás folyamatát, mind a tartószerkezet viselkedését mérnöki módszereket alkalmazva követik. A tűzvédelmi tervező és szakértő feladata a hatások és kockázatok elemzése alapján a tűzfolyamat időbeni lefutásának és a tervezéshez használandó mértékadó gázhőmérsékleteknek megállapítása. Választhatja a szabvány által megadott tűzhatásgörbéket, vagy a tűzmodellezés számítógépi eszköztárával és szoftvereivel a tűzfolyamat pontosabb leírására is van módja. A mérnöki tervezési módszerek ma normatív segítséget adnak ahhoz, hogyan lehet a gázhőmérséklet ismeretében meghatározni a tartószerkezetek hőmérsékletének valamint teherbírásának alakulását. A tartószerkezeti statikus tervező az Eurocode (EC) szabványsorozat megfelelő köteteit ([5];[6]) használva meghatározza a szerkezeti elemek hőmérsékletét a tűzhatás folyamán. Ennek alapján kiszámítható a szerkezeti anyagok mechanikai tulajdonságainak hőmérséklet-emelkedés miatt beálló megváltozása, majd a terhelt szerkezet alakváltozásainak megnövekedése és teherbírásának (Rfi,d,t) csökkenése. Az EC alapú szabványokat követő (1. ábra) számításokat részleteiben ismertető és támogató kiadvány is megjelent [7].

Az épületek biztonságának nagyon fontos eleme a tűzhatással szembeni ellenállás meghatározása. A létesítés folyamatában a tűzvédelmi tervezés egyre hangsúlyosabb szerepet kap, különösen azért, mert jelentős költségtényezővé is válhat. A HighPerFrame projekt keretében azt a célkitűzést kívántuk teljesíteni, hogy a szerkezetben meglévő tartalékok jobb kihasználásával, innovatív megoldások alkalmazásával tűzállósági szempontból költséghatékonyabb szerkezeti rendszer kerüljön kifejlesztésre. Az építményekkel szembeni tűzvédelmi követelményeket az Országos Tűzvédelmi Szabályzat tartalmazza, amely a közelmúltban került megújításra [1]. A követelmények teljesítésének igazolása, a tűzvédelmi tervezés komplex feladat, több szakág együttműködését követeli meg. A hagyományos tűzvédelmi tervezés során a tűzvédelmi tervező az előírásokból (OTSZ) megállapítja a tűzállósági időtartam követelményt (tfi,req általában R=15, 30, 45 … percben), majd a beépítésre kerülő épületszerkezetek, burkolatok stb. termékforgalmazásához kibocsátott dokumentumokban szereplő tűzállósági teljesítmény értékével összehasonlítva ellenőrzi az előbbi követelmény teljesülését.


13

1. ábra: Szerkezetek méretezése az EC szerint tűzhatásra

A tartószerkezet tűzvédelmi teljesítményének (azaz tfi,d tűzállósági időtartamának) megállapításával elvégezhető a tűzvédelmi követelmények teljesülésének ellenőrzése. A legkorszerűbb szimulációs számítógépi programok az előzőekben ismertetett módszer helyett végigkövetik a szerkezet tönkremeneteli folyamatát (2. ábra).

tűzhatás alatt. A létesítmény állékonyságában nélkülözhetetlen merevítőrendszer tűzvédelmi szempontból kedvezőbb kialakítására javaslatot dolgoztunk ki. Az épület oldalfalai és tetőburkolatai a tűzállóság szempontjából is fontos szerepet játszanak, ennek hatását és a tűzvédő burkolatok hatékony alkalmazási lehetőségeit jelen kiadvány másik cikkében foglaljuk össze [8], továbbá ebben a témakörben két diplomaterv-feladat is készült az elmúlt években, melyek részletesebben mutatják be a vizsgált szerkezeteket valamint a vizsgálati eredményeket ([3] és [4]).

AZ ALKALMAZOTT SZÁMÍTÓGÉPI PROGRAMOK RÖVID BEMUTATÁSA

2. ábra: Tartószerkezet tönkremenetelének folyamata tűzhatás esetén [7]

Bár a viselkedésalapú tűzvédelmi méretezés egyértelműen korszerűbb, emiatt gazdaságosabb megoldásokat szolgáltat, de jelenleg még kevésbé elterjedt. Mi a továbbiakban mérnöki számítási módszereket alkalmaztunk a hagyományos tűztervezés módszere helyett. Egy kiválasztott mintaépületen bemutatjuk, hogy a tűzfolyamat és a szerkezet viselkedését követő numerikus számítógépi szimulációs programok segítségével hogyan lehet a meglévő tartalékokat kiaknázni, és a hagyományos tűztervezéshez képest hosszabb tűzállósági időtartamot igazolni. Végeselemes analízissel pontosítottuk a tartószerkezeti csomópontok – oszloptalp, keretsarok, taréj – viselkedését

14

A tartószerkezetek tűzhatásra való viselkedésének komplex szimulációjára készült speciális szoftver a SAFIR programrendszer [2], amelyet a Liége-i egyetemen fejlesztettek ki. A programrendszerhez más fejlesztő készít pre- és posztprocesszort (GID). A program termikus modulja a szerkezeti elem hőmérsékletét számítja ki, a tűz hatását tűzgörbével vagy a szerkezet felületére jutó hőárammal lehet megadni. Ennek alapján a szerkezeti elem 2D-s vagy 3D-s végeselemes modelljén a program kiszámítja a hőmérsékletek eloszlását és annak változását az idő függvényében, azaz végrehajtja a termikus analízist. A következő lépésben a teljes tartószerkezet 2D-s vagy 3D-s végeselemes modelljén elvégzi a szerkezeti viselkedés szimulációját egészen a tönkremenetelig, ennek során automatikusan tekintetbe veszi az acélanyag mechanikai tulajdonságainak megváltozását. A csomópontok tűzhatás alatti viselkedését ANSYS szoftverben felépített 3D-s modellek analízisével végeztük el. Az ANSYS általános végeselemes szoftverrendszer, amely alkalmas hőterjedési és mechanikai problémák vizsgálatára, ezek során anyagi és geometriai nemlinearitások figyelembevételére.


Tűzhatás esetén a hőmérséklet a szerkezeti elemben az idő függvényében folyamatosan változik. Másrészt az anyag mechanikai tulajdonságai is változnak a hőmérséklettel, azaz időben folyamatosan változó mechanikai tulajdonságokkal kell dolgoznunk. Mindehhez kinematikai anyagmodell használata, valamint a magas fokú nemlinearitás miatt tranziens analízis szükséges. Ez általában azt jelenti, hogy – a folyamat során állandónak tekintett – külső terheket szobahőmérsékleten rátesszük a modellre, majd emeljük a hőmérsékletet a tönkremenetelig. Kis időlépcsőkben, sorozatosan egymásra épülő szerkezeti analízist végzünk el, két időlépcső között pedig a megváltozott hőmérséklet hatásait az anyagi tulajdonságok változtatásával és a hőtágulás okozta alakváltozás-növekménnyel vesszük figyelembe. A SAFIR tranziens analízissel dolgozik, míg az ANSYS-ban külön feladat volt a termikus és a szerkezeti analízis összekapcsolása, és a hőmérsékletfüggő anyagtulajdonságok kezelése. Kutatásunk során mindegyik szoftver működését, és a felépített modelljeinket szakirodalomból vett eredményeken verifikáltuk, ellenőriztük.

A csarnok egy tűzszakaszt képez. A tűzállósági követelmények a rendeltetésből adódóan meglehetősen magasak, mivel abban könnyűbeton alapanyagot, polisztirolgyöngyöt tárolnak: teherhordó pillérek és merevítőelemeik R45, tetőfödém teherhordó elemei és merevítései R30 kategóriába tartoznak.

FŐTARTÓKERET VISELKEDÉSÉNEK SZIMULÁCIÓJA A továbbiakban a csarnok hegesztett főtartós részét vetjük részletes elemzés alá, a tűzállósági követelményeket pedig kiterjesztjük a gyakorlatban sűrűbben előforduló R15 és R30 esetekre is. A csuklós keret fő méreteit a 4. a) ábra, míg hegesztett acél keresztmetszetek méreteit a 4. b) ábra mutatja be.

A VIZSGÁLT CSARNOKÉPÜLET A vizsgált mintaépület kialakítása tipikusnak tekinthető egyhajós, nyeregtetős hőszigetelt ipari csarnok. Tartószerkezete acél keretszerkezet, a keretek fesztávolsága 19 m, távolsága a fejépületi első raszterben 6,8 m majd 6*6,0 m. A tartószerkezet vállmagassága 5,9 m a padlóvonal szintjétől (±0,00), a taréj magassága 9,36 m. A tetőhajlás 20°, a tető és oldalfal hőszigetelt szendvicspanel burkolatú. Az oldal- és homlokfali falváz és a szelemerendszer egyaránt vékonyfalú profilokból készült. A közbenső keretek oszlopai és gerendái változó gerincmagasságú, hegesztett szelvények csuklós oszloptalppal. A felhasznált acélszerkezet S355J2 anyagminőségű. Az oszlop–gerenda kapcsolatok, valamint a gerendák illesztése homloklemezes csavarozott kapcsolattal lettek kialakítva. A merevítések húzott pótátlós köracélokból (D16-D24), és csőszelvényekből (Ø76,1*2,9 – 101,6*3,6) készültek.

a)

b) 4. ábra: Keret geometriája és a hegesztett szelvények méretei

3. ábra: Mintaépület összeállítási rajza


15

1. táblázat: Keret tűzállósági ellenőrzése a kritikus hőmérséklet alapján

Gerenda

Oszlop

Szelvény

Profilfaktor [m-1]

Tűzállósági követelmény

Szelvény hőmérséklete

Kritikus hőmérséklet

t [min]

Θt [°C]

Θcr [°C]

t [min]

t [sec]

alsó szakasz

H300-500*5+180*10

189,8

45

897

688

15,7

942

felső szakasz

H500-700*5+180*10

216,0

45

897

594

10,8

648

H380*5+165*8

219,4

30

830

712

16,6

996

30

830

637

12,3

738

H700-380*6+165*8

220,0

30

830

595

10,8

648

tetőgerinc közbenső kiékelés

Tűzfolyamatként az ISO834 szabványos tűzhatásgörbét alkalmaztuk, a főtartót mind a 4 oldaláról éri a tűz. A keret EC szabvány szerinti ellenőrzéséhez kifejlesztettük a kritikus hőmérséklet módszerének kiterjesztését, amely a [6] szabványban bemutatott eljárás legsúlyosabb korlátait megszüntetve azt alkalmazhatóvá teszi a stabilitásveszélyes elemek ellenőrzésére is. Az iteratív számítási eljárás részleteit terjedelmi korlátok miatt nem ismertetjük, az eredményeket az 1. táblázatban mutatjuk be. A védetlen acélszerkezet tűzállósági időtartamát a keretsarok környezete határozza meg, így a kritikus hőmérsékletek alapján számolva mindössze 10,8 percet teljesít. Ez nem elegendő még R15 követelményre sem. A főtartókeret tűzhatás alatti viselkedésének szimulációját a SAFIR szerkezeti moduljával végeztük el. Mivel a keret hegesztett szelvényei 4. keresztmetszeti osztályúak voltak, ezt a SAFIR-ban közelítő módon vettük figyelembe: a hatékony keresztmetszetek alkalmazásától eltekintettünk, de az acélanyag mechanikai tulajdonságait a 4. keresztmetszeti osztály szerint használtuk. Első lépésben azzal a feltételezéssel éltünk, hogy a főtartók stabilitása biztosított, azaz a szelemen- és falvázrendszer a teljes tűzhatás folyamán hatékonyan megtámasztja a főtartókat. Az 5. ábrán láthatjuk a szerkezet alakját a tűzhatás miatt bekövetkező tönkremenetel pillanatában, az 5. a) ábra a hóteher és tűz, míg az 5. b) ábra a szélteher és tűz együttes következményeit mutatja. a)

A tönkremenetel megközelítőleg azonos időpontban, hóteher esetében 13,1 perc (786 mp), míg széltehernél 13,7 perc (822 mp) után következett be. A szimulációval kimutatható tűzállósági időtartam 21%-kal nagyobb, mint az egyszerű számítással igazolt 10,8 perc – de ez sem éri el még R15 követelményt sem. Ebben az esetben az acélelemeket tűzvédelemmel kell ellátni. A leggyakrabban alkalmazott megoldás a felhabosodó tűzvédő festékbevonat. Ennek vastagságát a szerkezeti elem rendeltetése, keresztmetszete, profilfaktora, valamint kritikus hőmérséklete alapján lehet a gyártói táblázatokból megállapítani. Az 1. táblázat adatainak felhasználásával gazdaságosan és pontosan megtervezhetőek a szükséges rétegvastagságok; megjegyezzük, hogy R15 követelmény esetén az oszlopok alsó szakaszai és a gerenda párhuzamos övű részei festékbevonat nélkül is kellő tűzállóságúak. Ellenőrzésképpen bemutatjuk a 45 percre tervezett festékbevonattal ellátott acélkeret szimulációját (6. ábra), a tönkremenetel a 45,1 percben (2706 mp) következett be.

6. ábra: Tűzvédő festékkel védett acélkeret tönkremenetele

b)

5. ábra: Tönkremeneteli alakok a) hóteher; b) szélteher hatására

16

Tűzállósági idő

A merevítőrendszerek nélkülözhetetlen szerepet töltenek be a helyzeti állékonyság biztosításában. Szerepüket a tűzhatás időtartama alatt is el kell látniuk, ezért ugyanolyan tűzvédelmi követelményeket kell teljesíteniük, mint ami az általuk megtámasztott teherhordó elemekre vonatkozik. A mintacsarnokban az acélcsarnok-építésben elterjedt és szokásos módon a szélrácsok nyomott elemeit csőszelvényekből, húzott rúdjait 16-20-24 mm átmérőjű (D16, D20, D24) köracélokból alakították ki. A merevítésekhez gazdaságossági megfontolásból S235 anyagminőséget alkalmaztak. A merevítőrendszer húzott rúdjai védelem nélkül még 15 perces tűzállóságot sem képesek teljesíteni. Jobb anyagminőség (S355) alkalmazásával R15 követelmény ugyanolyan méretek esetén is igazolható, magasabb követelmény védelem nélküli teljesítéséhez nagyobb szelvényméretek is szükségesek (lásd 2. táblázat) – ez utóbbiak azonban már nem igazán gazdaságosak, R30 és R45 esetében inkább tűzvédő bevonat jön szóba.


2. táblázat: Merevítés húzott rúdjai különböző követelményekre

Új acélminőség

Kihasználtság [%]

Új szelvény (S235)

Kihasználtság [%]

Új szelvény, anyagminőség

Kihasználtság [%]

Új szelvény, anyagminőség

Kihasználtság [%]

R45

N Max [kN]

R30

Eredeti szelvény, anyagminőség

R15

D16 - S235

16,3

D16-S355

99%

D20

81%

D22 - S460

85%

D25 - S460

90%

D20 - S235

28,9

D20-S355

95%

D24

84%

D30 - S420

90%

D36 - S460

99%

D24 - S235

37,8

D24-S355

73%

D26

86%

D32 - S460

96%

D40 - S160

95%

A merevítőrendszer nyomott rúdjai csőszelvények, ha S235 helyett S355 anyagból készítik el őket, akkor R15 követelményre védelem nélkül is megfelelnek, 30 és 45 percre tűzvédő festékkel biztosíthatóak. A merevítések a szélrácsos-hosszkötéses mezőkben közvetlenül megtámasztják a főtartókat a csatlakozási pontokban. A többi főtartót ezekre a mezőkre támasztjuk rá, a megtámasztást szokásos esetben a szelemenek és a falvázgerendák biztosítják. A vékonyfalú szelemenek azonban védelem nélkül kb. 7–8 perces tűzállósággal rendelkeznek, emiatt a főtartók is előbb tönkremennek – szimulációnk szerint csak 546 mp-ig állékonyak. Az R15 követelmény a szelemenek nagyobb profilúra cseréjével teljesíthető, annál magasabb tűzállóság viszont nem igazolható. Ráadásul a szelemenrendszert passzív tűzvédelemmel ellátni meglehetősen költséges és kétséges eredményű vállalkozás. A főtartók állékonyságának biztosítására ajánlható legjobb megoldás a merevítőrendszer kiterjesztése a teljes csarnokhosszra. Nem szükséges minden szelemen és falvázgerenda pótlása, elegendő csak a nyomott merevítőrudak végigvitele a csarnok teljes hosszán. Az eredeti szelemenekhez képest kicsit ritkább oldalirányú megtámasztások csak kismértékben változtatják a főtartó tűzállóságát, az így is 756 másodperc (12,6 perc), azaz csak 30 másodperccel csökkent. A módosított merevítőrendszert a 7. ábra mutatja be. Természetesen csak ott szükséges új elemek beépítése, ahol még nincs kellő merevségű kitámasztó rúd a főtartók között.

TARTÓSZERKEZETI CSOMÓPONTOK TŰZHATÁS ALATTI VISELKEDÉSÉNEK PONTOSÍTÁSA A tartószerkezetek viselkedését csomópontjaik jelentősen befolyásolják. A csomópontok tűz hatására történő viselkedésének meghatározása kevésbé ismert és kutatott terület. Részletes irodalomkutatást végeztünk, amely szerint a legtöbb tanulmányban külön kezelték a termikus és a statikai analízist. Első lépésben meghatározták a csomópont hőmérséklet-eloszlását, majd az [5] és [6] szabványok szerint módosították a numerikus modellben az anyagjellemzőket. Ezzel szemben a projekt keretében kidolgozott numerikus modell egyben képes kezelni a két analízist, egymás eredményeit felhasználva automatikusan idő és hőmérséklet függvényében képes megadni a csomópont aktuális hőmérséklet-eloszlását, valamint aktuális merevségét és teherbírását. Ennek eredményeképpen megkaptuk a csomópont viselkedését leíró nyomaték–elfordulás görbéket a hőmérséklet függvényében. A csomópontokat az Ansys szoftverben felépített 3D modellekkel vizsgáltuk. SOLID226 testelemeket használtunk, amelyek egyazon modellben alkalmasak az összekapcsolt tranziens termomechanikai analízis elvégzésére. A pontos feszültség- és alakváltozási állapot követésére az anyagi nemlinearitás mellett nagy elmozdulást is követni képes modell szükséges. Ezek együttesen GMNI thermo-

7. ábra: Merevítőrendszer tűzvédelmi célú kiterjesztése a teljes csarnokra


17

oszloptalp

oszlop–gerenda csomópont (keretsarok)

gerenda–gerenda csomópont (taréjcsomópont)

8. ábra: Kidolgozott 3D-s csomóponti testmodellek

mechanikai kapcsolt analízis alkalmazását igénylik. Ezen kívül speciális feladatot jelent az egyes elemek közötti kontakt erőátadás korrekt kezelése, valamint az oszloptalpnál a különböző anyagok (acél és beton) együttdolgozása, mind hőtechnikai, mind mechanikai szempontból. A vizsgálataink keretében a mintaépületben alkalmazott 3 típuscsomópontot vizsgáltuk, melyekre a kidolgozott numerikus modelleket a 8. ábra mutatja be. Az elemhálózat kialakításánál figyelemmel kellett lenni a csomóponton belüli hőmérséklet-eloszlás gyors változására, az árnyékolási hatásokra, valamint a vékony lemezek miatt a horpadások kialakulására. A homloklemezekhez kisméretű, 20 mm-es tetraéder elemek, míg az acélszelvényekhez max. 40 mm-es hexaéder elemek kerültek alkalmazásra. A numerikus modelleket publikált kísérleti eredményekhez verifikáltuk. A csomópontokat szabványos ISO834 tűzgörbe szerinti tűzhatásnak vetettük alá. A 9. ábra illusztrálja a 15 perces tűzhatás utáni hőmérséklet-eloszlást a taréj- és az oszloptalp-csomópontokban. Mindegyik csomópontban a vékony acélgerinc melegszik fel a leggyorsabban, már 10 perc után 400 °C feletti értéket ér el, míg az övek hőmérséklete csak 20 perc tűzhatás környékén éri el a 400 °C-ot, ezt követően gyorsul a melegedés. A legnagyobb hőmérsékletkülönbségek az oszloptalpnál alakulnak ki, a nagy tömegű betonalap lassabb felmelegedése jelentősen hűti a csatlakozó acélelemeket. Míg a beton fűtött felülete 15 perc alatt eléri az 500 °C-ot, addig a talplemez alatti terhelt területen a beton hőmérséklete jóval kedvezőbb, 160 °C körül alakul. A lehorgonyzó csavarok hőmérséklete a betonban lévő részükön 20 perc után is 100 °C alatt marad. A keretsarok- és taréjcsomópontok tűzhatás alatti viselkedése számos ponton hasonlóságot mutat. Az acélszelvények 4. keresztmetszeti osztályúak, azaz már 20 °C hőmérsékleten is horpadásra érzékenyek. A vékony gerinclemez gyorsabb felmelegedése miatt erőteljes hőtágulás alakul ki, amit a kevéssé felmelegedő övek meggátolnak. A nagyon karcsú gerinceken ebből kifolyólag horpadások alakulnak ki – a keretsaroknál az első horpadások már 240 mp után megjelennek, 740 mp-nél már három hullám alakul ki; míg a taréjnál 710 mp múlva jön létre az első horpadás. A horpadások bekövetkeztekor ugrásszerűen csökken a csomópont nyomatéki teherbírása és merevsége. A 10. ábra a keretsarok-, a 11. ábra a taréjcsomópont nyomaték–elmozdulás karakterisztikáit mutatja be a tűzhatás időtartama függvényében.

18

9. ábra: Hőmérsékletek a taréj- és oszloptalp-csomópontokban 15 perc tűzhatás után

Az oszloptalp-csomópont teherbírása kedvező hőmérséklet-eloszlásának következtében csak lassan változik, 1250 mp (20,8 perc) után csökken érzékelhető mértékben (95% alá). A merevségváltozás hasonlóan kismértékű, melyet a 12. ábrán mutatunk be.


FŐTARTÓKERET SZIMULÁCIÓJA A CSOMÓPONTI VISELKEDÉS TEKINTETBEVÉTELÉVEL

10. ábra: Keretsarok-csomópont nyomaték–elfordulás görbéi a tűzhatás időtartamának függvényében

A SAFIR szerkezeti analízis modulja jelen verziójában még nem képes félmerev csomóponti modell kezelésére. Ezért a vizsgált csomópont és a csatlakozó szerkezeti elem közé egy kis rúdelemszakaszt építettünk be, amelynek merevsége változtatható. Ezzel modelleztük a csomóponti merevség tűzhatásra bekövetkező változását. Parametrikus vizsgálatokat végeztünk, hogy megismerjük az egyes csomópontok teherbírás- és merevségváltozásának a teljes keret viselkedésére gyakorolt hatását. A 13. ábra mutatja be a keretsarok hatásvizsgálatát: a tűzállóság teljes merevségnél 756 mp, míg 25%-ra csökkent merevség esetén 636 mp. A keret tűzállóságára legkedvezőbb hatással az oszloptalp tényleges viselkedésének tekintetbevétele van, mivel annak kezdeti merevsége csak hosszú tűzhatás után csökken. a)

11. ábra: Taréjcsomópont nyomaték–elfordulás görbéi a tűzhatás időtartamának függvényében

b)

13. ábra: Keret tönkremenetele teljes merevségű és 25% merevségű keretsarok esetén 12. ábra: Oszloptalp-csomópont nyomaték–elfordulás görbéi a tűzhatás időtartama függvényében.

Összefoglalásul megállapítható, hogy a csomópontok viselkedését jelentősen befolyásolták a hozzájuk kapcsolódó szerkezeti elemek tulajdonságai. A vékony lemezekből összehegesztett szelvények, különösen a gerinclemezek horpadása mindenütt megjelent. Legmarkánsabban az oszlop–gerenda csomópont esetében jelentkezett a vékony gerinclemez horpadása, mint a tönkremenetelt mértékadó módon befolyásoló stabilitásvesztés. A másik két csomópontnál is megfigyelhető volt a környező gerinclemezben, és mind a teherbírásra, mind a merevségek alakulására jelentős befolyást gyakorolt. Az elvégzett számításaink alapján a további vizsgálatokhoz rendelkezésünkre állnak a szerkezet csomópontjainak nyomaték–elfordulás diagramjai, melyet ezután a globális analízisbe vissza lehet építeni és a méretezésben, valamint az igénybevétel-eloszlás meghatározásában figyelembe lehet venni.

A csomópontok tűzhatás alatti együttes viselkedésének tekintetbevételével a főtartókeret tűzállósága a 14. ábra szerint 828 mp-ig igazolható, ami mintegy 10%-os többletet jelent a csomóponti viselkedést elhanyagoló modellezéshez képest.

14. ábra: Keret tönkremenetele a csomópontok viselkedésének tekintetbevételével


19

ÖSSZEFOGLALÁS A jelen cikkben a tűzvédelmi tervezés viselkedés alapú méretezési módszereinek alkalmazását minta-épületen mutattuk be. Kidolgoztuk a kritikus hőmérsékletek módszerének kiterjesztését, amellyel ellenőrizhetők a szerkezetek, és pontosabban, ezáltal gazdaságosabban tervezhetők a felhabosodó festékbevonatok. Rámutattunk, hogy a szerkezet és csomópontjainak tűzhatás alatti viselkedését követő numerikus számítógépi szimulációs programok segítségével hogyan lehet a meglévő tartalékokat feltárni és a hagyományos tűztervezéshez képest hosszabb tűzállósági időtartamot igazolni. Ezekkel a módszerekkel az R15 követelmény teljesítése passzív tűzvédelem alkalmazása nélküli (védetlen) acélszerkezettel is megoldható és igazolható. Mindezen lépéseket már a tartószerkezet tervezésének folyamatában célszerű és szükséges alkalmazni ahhoz, hogy mind tartószerkezeti, mind tűzvédelmi szempontból kedvező és gazdaságos megoldás szülessen. A mintaépület főtartókeretének tűzhatásra való viselkedését leginkább a keretet alkotó hegesztett acélszelvények befolyásolják. Kifejezetten vékony lemezekből készültek, amelyek lehetővé teszik az igénybevételek követését, a minimális acélfelhasználást, és kis önsúlyt eredményeznek. Ugyanakkor karcsúságuk miatt stabilitásvesztésre hajlamosak, tűzhatás esetén nagyon gyorsan felmelegszenek, és gyorsan csökken merevségük is. A mintaépületnek funkciójából adódóan kifejezetten magas tűzállósági követelményeknek kell megfelelnie. Ilyen esetben szerencsésebb vastagabb lemezekkel dolgozni, vagy melegen hengerelt profilokat alkalmazni. A merevítőrendszert olyan módon kell kialakítani, hogy az tűzhatás esetén is biztosítsa a főtartók állékonyságát, ennek megoldására javaslatot tettünk.

20

A vizsgálataink során leszűrt tapasztalatok figyelembevételével a tartószerkezet optimalizált kialakításával [9] foglalkozik, valamint teljes globális modell szintű integrált termomechanikai számításokat [10] mutat be.

HIVATKOZÁSOK [1] A belügyminiszter 54/2014 (XII.5.) BM rendelete az Országos Tűzvédelmi Szabályzatról. [2] SAFIR: http://www2.argenco.ulg.ac.be/logiciels/SAFIR/ what.html [3] Nagy B.: „Acél tartószerkezet méretezése tűzhatásra”, MSc diplomamunka, BME Építőmérnöki Kar, Hidak és SzerkezetekT anszék, 2014. [4] Sipőcz J.: „Acél tartószerkezet méretezése tűzhatásra”, MSc diplomamunka, BME Építőmérnöki Kar, Hidak és Szerkezetek Tanszék, 2014. [5] EN 1991-1-2 Eurocode 1: A tartószerkezeteket érő hatások 1–2. rész: Általános hatások. A tűznek kitett szerkezeteket érő hatások. [6] EN 1993-1-2 Eurocode 3: Acélszerkezetek tervezése 1– 2. rész: Általános szabályok. Szerkezetek tervezése tűzhatásra. [7] Balázs L.Gy., Horváth L.: „Szerkezetek tervezése tűzteherre a MSZ EN szerint”, Magyar Mérnöki Kamara Tartószerkezeti Tagozat, 2010. [8] Nagy B., Tóth E., Horváth L.: „Csarnokok épület- és tűzvédő burkolatainak hatása a tartószerkezet felmelegedésére tűz esetén”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 6–12. [9] Balogh T., Vigh L. G.: „Változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek optimális tervezése tűzhatásra”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 84–94. [10] Oszvald K., Kollár D., Szilágyi P., Kövesdi B.: „Innovatív, végeselem módszeren alapuló méretezési eljárások alkalmazási lehetőségei acél keretszerkezetek tervezésében”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 50–59.


Budaházy Viktor doktorandusz Rózsás Árpád doktorandusz BME Hidak és Szerkezetek Tanszék Mayer Róbert projektfelelős Rutin Kft. Dr. Vigh László Gergely egyetemi docens BME Hidak és Szerkezetek Tanszék

ACÉL- ÉS ÖSZVÉRSZERKEZETI ELEMEK CIKLIKUS VISELKEDÉSÉNEK KÍSÉRLETI VIZSGÁLATA EXPERIMENTAL ANALYSIS OF CYCLIC BEHAVIOUR OF STEEL AND COMPOSITE STRUCTURAL ELEMENTS A HighPerFrame projekt kiemelt célja az extrém terhelésekre mint tűz- és földrengéshatásokra magas teljesítményt mutató szerkezeti rendszer kifejlesztése. A magas szeizmikus teljesítmény eléréséhez elengedhetetlen a lokális duktilitás biztosítás, amely helyes anyagkiválasztást és kapcsolatikomponens-kialakítást igényel. Cikkünk a lokális duktilitás meghatározásához szükséges kísérleti vizsgálatsorozatot mutatja be. Acélanyag és -kapcsolat komponenseken, valamint öszvér nyírt kapcsolati kialakításokon végeztünk kiterjedt statikus és ciklikus kísérletsorozatot. Az eredmények alapján kvalitatíve és kvantitatíve értékeljük az egyes kialakítások viselkedését, javaslatot teszünk a helyes anyagválasztásra és komponens kialakítására. Az eredmények továbbá a fejlett numerikus anyagmodellek és végeselemes modellek kalibrációját is lehetővé teszik.

Ultimate aim of the HighPerFrame project is to develop high performance structural system subjected to extreme events such as earthquakes and fire. To assure high performance during seismic events, local ductility is of high importance, requiring proper material selection and component configurations. The paper introduces an extensive experimental programme aiming to investigate the local ductility of steel and composite structural elements. Static as well as cyclic test series are completed on various steel materials and steel and composite connection components. The different configurations are qualitatively and quantitatively compared, based on which proposal is made for the proper material selection and configurations. The results further provide solid base for material model and numerical model developments.

1 BEVEZETÉS

A HighPerFrame projekt [1] jelen részfeladatának keretében vizsgálatainkat kiterjesztjük tipikus szerkezeti acél anyagok és egyszerű acél és öszvérkapcsolati komponensek ciklikus viselkedésére. Az elvégzett kísérletsorozat eredményei alapján a) javaslatot teszünk a ciklikus duktilitás szempontjából megfelelő anyagkiválasztásra, az anyagi szintű lokális duktilitás növelése és így a teljes szerkezet globális teljesítőképességének növelése céljából, b) javaslatot teszünk a ciklikus duktilitás szempontjából optimális acél- és öszvérkapcsolati komponens kialakításokra a teljesítőképesség növelésére, c) a kísérleti eredmények alapján a szerzők által előzőleg kifejlesztett, a szerkezeti acélok ciklikus viselkedését leírni képes acél anyagmodelleket verifikáljuk, kalibráljuk, így a fejlett, részletes szerkezeti analízishez szolgáltatunk fejlett nemlineáris anyagmodellt, d) kísérletet teszünk korszerű öszvér nyírt kapcsolat kialakítás (fecskefarkas perfobond) kidolgozására is és az egyes megoldások kvantitatív és kvalitatív összehasonlító kiértékelésére.

Földrengés hatására kis ciklusszámú, de nagy amplitúdójú alakváltozások következhetnek be, így a szerkezet, szerkezeti részek, komponensek és az acélanyag kisciklusú fáradási teherbírása, duktilitása döntő jelentőségű. Öszvérszerkezeteknél további problémát jelent, hogy a széles körben alkalmazott fejes csapos kialakítás ciklikus viselkedése kedvezőtlen, míg a korszerűbb kialakítások (pl. perfobond) vizsgálata még nem kiterjedt. A valós viselkedés ismerete mellett speciális feladat az anyagi, illetve szerkezeti elemi (pl. kapcsolati komponensek) viselkedés megfelelő numerikus reprezentációja, elsősorban a különböző szintű globális szerkezeti analízisek, valamint a szerkezeti részletek fejlett végeselemes analízisei során. A BME Hidak és Szerkezetek Tanszékén régóta folyik kutatás a szerkezeti elemek és kapcsolatok ciklikus viselkedését illetően. Acél és öszvér homloklemezes kapcsolatok viselkedésének kísérleti analízisével a [2, 3, 4], végeselemes és analitikus vizsgálatával pedig [3, 5] szakirodalmak foglalkoznak. Az utóbbi időben kiterjedt kutatást hajtottunk végre acél anyagmodellek fejlesztése terén [6, 7], valamint kihajlásbiztos merevítőelemek [8, 9, 10] és speciális billegőkeretek [11, 12] kísérleti és numerikus vizsgálatával.

A vizsgálatok eredményei közvetlenül beépülnek a későbbi modellfejlesztési részfeladatokba [13, 14, 15], valamint a megfelelő szeizmikus koncepcionális és részlettervezést alapozzák meg (anyagkiválasztás, szerkezeti részletek kialakítása) [15, 16, 17].


21

kai távolságmérésen alapuló extensométert alkalmazunk, és ezzel az eszközzel vezéreljük a terhelőgépet, az optikai letapogatás alapjául szolgáló jelet pedig a legbiztosabb rögzítés érdekében felfestjük a próbatestre.

2 ACÉLANYAG CIKLIKUS VISELKEDÉSÉNEK KÍSÉRLETI VIZSGÁLATA 2.1 Ciklikus anyagkísérleti program és kísérleti összeállítás

2.2 Anyagkísérletek eredményei

A ciklikus anyagkísérleti programban vizsgáljuk az előterhelés hatását, a terheléstörténettől való függést, az aszimmetrikus terhelés következményeit, nagy alakváltozások hatását, valamint a kisciklusú fáradás jelenségét. A gyakorlatban előforduló szerkezeti acélok közül a nagy szilárdságú acélokat kivéve minden szilárdsági osztályba tartozó acélon végrehajtjuk a vizsgálatokat, figyelembe véve az idevonatkozó szakirodalmi, illetve szabványi előírásokat [20–23]. A ciklikus terhelés során jelentős nyomó alakváltozás is jelentkezik a próbatesten, éppen ezért a szokásos geometriai arányok helyett egy zömökebb kialakítást javasolunk. A módosított geometriát előzetes numerikus szimulációval határoztuk meg. A vizsgált anyagminőségeket a 1. táblázat részletezi, a próbatest kialakítását az 1. ábra mutatja.

2.2.1 Kisciklusú fáradás Először a ciklikus vizsgálatokat fáradás szempontjából értékeltük ki. Általánosságban megállapítható, hogy az alacsonyabb szilárdsági osztályba tartozó próbatestek duktilisabbak, és a kisciklusú fáradási tulajdonságaik kedvezőbbek. A megfelelő vizsgálatok elvégzése érdekében igyekeztünk kellően zömök próbatestet tervezni, azonban nagy nyomó alakváltozások esetén még így is esetenként jelentős oldalirányú kitérést tapasztaltunk, illetve a nagy szilárdsági osztályba tartozó próbatestek esetén a terhelőgép keresztirányú elmozdulása is megjelent (2. ábra).

2. ábra: Tönkremeneteli módok fárasztóvizsgálat során 1. ábra: Ciklikus anyagvizsgálati próbatest

Ennek következtében a tényleges, anyagszerkezetre vonatkozó fáradási viselkedés néhány esetben nehezen ítélhető meg. Ezekben az esetekben szükségesnek látjuk további numerikus szimulációkat is elvégezni, ahol az anyagban az oldalirányú elmozdulások hatására bekövetkező tényleges alakváltozások feltárhatóak.

Az alkalmazandó tesztprotokollra nincs szabványos előírás. Olyan terheléstörténeteket választottunk, amelyek segítségével általános terhelésre adott választ meg tudunk jósolni, illetve az anyagmodellek kalibrációja során felmerülő speciális kérdéseket is tisztázni tudunk. A vizsgálatok egy része egybevág más szerzők [18, 19] vizsgálataival az összehasonlíthatóság érdekében. Az anyagkísérleteket minden esetben a Zwick 400-as, 40 tonnás teherbírású terhelőgéppel végeztük el. Ez a berendezés hidraulikus befogópofákkal rendelkezik, és egytengelyű húzó-nyomó terhelés átadására alkalmas. Mivel alakváltozás-vezérelt terhelés végrehajtása szükséges, opti-

A kiértékelés alapján megállapítható, hogy amíg nagyciklusú fáradás esetén a feszültséglengés súlypontjának komoly hatása van a fáradási élettartamra, addig kisciklusú fáradásánál ez a hatás elhanyagolható. Megállapítható továbbá, hogy a duktilitás csökkenésével a fáradási viselkedés is kedvezőtlenebbé válik.

1. táblázat: Vizsgált anyagminőségek

Anyagminőség

Ország

Anyagminőség kódja

Elvégzett vizsgálatok (db) statikus x irány

ciklikus y irány

x irány

y irány

S235 J0

Spanyolország

CX1, CY2

4

4

21

4

S355 J2+N

Spanyolország

CX3

4

4

19

4

S355 J2+N

Olaszország

CX4

4

S355 J2+N

Ukrajna

S460 NL

Spanyolország

CX2, CY2

4

CX5

4

4

8

20

12

56

Összesen:

22

4 4

32


8 64

2.2.2

Izotrop és kinematikus keményedés

A fáradási viselkedés kiértékelését követően a szerkezeti acél hiszterézis tulajdonságait is megvizsgáltuk. Ciklikus képlékeny terhelés során az acél keményedik, ami a folyási felület megváltozásával modellezhető. Kétféle keményedést ismerünk: (i) a kinematikus, amikor a folyási felület a feszültségek terében eltolódik, valamint (ii) az izotrop, ami a folyási felület méretének növekedését jelenti. Az acél mindkét típusú keményedést mutatja a 3. ábra szerint. A terheléstörténet ebben az esetben hasonló növekvő amplitúdójú ciklikus terhelés, viszont egy-egy alakváltozási szinten 1, 2 vagy 5 ciklust tölt el az anyag. Ennek megfelelően azonos alakváltozási szinten sokkal nagyobb, akár 10–12%-os ellenállás növekedés is megfigyelhető. )HOGROJR]RWWIHV]½OWVªJļDODNY¢OWR]¢VJ·UEH

)HV]½OWVªJ>03D@

F[B F[B F[B

ļ

ļ

ļ

ļ

$ODNY¢OWR]¢V>@

3. ábra: S235 J0 anyag feszültség–alakváltozás görbéje különböző növekvő amplitúdójú terhelések alatt

Azonos amplitúdójú ciklikus terheléseket vizsgálva megállapítható, hogy az izotrop keményedés egy adott alakváltozási szinten az első ciklusban jelentkezik leginkább, majd hatása fokozatosan csökken. A 4. ábra alapján látható, hogy a ciklikus terhelés hatására jóval a monoton görbe szakítószilárdsága fölötti ellenállást is kaphatunk, mivel a ciklikus terhelés során egyfajta edzés megy végbe az anyagon.

sabb a kinematikus keményedésnél, azonban mintegy 8 ciklus elteltével a tendencia megfordul, sőt az izotrop jellegű viselkedés gyakorlatilag eltűnik a görbéről. Hasonló megállapítás vonható le növekvő amplitúdójú terhelések esetén is, ahol kis alakváltozási szinten (szintén a terhelés elején) jelentős keményedés figyelhető meg. Ebből arra következtethetünk, hogy az izotrop keményedés a ciklikus terhelés elején a legjelentősebb, és a terhelés során egy bizonyos teherszint után már nem keményedik tovább az anyag izotrop módon.

2.2.3 Terheléstörténettől való függés A terheléstörténettől való függés elemzése alapján megállapítható, hogy a kisciklusú visszaterhelések hatása minimális. Azok a hiszterézis hurkok, amelyek rugalmasak, vagy nem haladják meg az 0,5%-os képlékeny alakváltozási szintet, nem befolyásolják az eredményeket. Ennél magasabb alakváltozási szintek már a monoton görbéhez képest kisebb-nagyobb eltéréseket fognak eredményezni. Az acélanyag viselkedése terheléstörténet-függő, ugyanakkor a korábbi terhelések hatása idővel eltűnik a görbéből, azaz a régi terheléseket az anyag „elfelejti”. Nagy amplitúdójú terhelések után (ami a folyási felület jelentős tágulását vonja maga után) következő kis amplitúdójú terhelések hatására a kapott feszültségértékek ciklusról ciklusra csökkennek, azaz a görbe gyakorlatilag visszaáll a kis amplitúdójú alakváltozásoknak megfelelő hiszterézis viselkedésre. Azok után a nagy alakváltozású terhelések után, amelyek asszimmetrikusak voltak, és ennek következtében a hiszterézishurok súlypontja pozitív vagy negatív irányba tolódott el, kis amplitúdójú terhelések során a súlypont visszaállása is megfigyelhető. Az előterhelés hatása a növekvő amplitúdójú ciklikus terhelésben is markánsan megmutatkozik. A 5. ábra mutatja, hogy az előterhelést követő növekvő amplitúdójú terhelés ellenére a feszültségértékek csökkennek, és mintegy 8–10 ciklikust követően kezdenek el ismét emelkedni. Kis hiszterézishurkok esetén az előterhelt és az előterheletlen görbe között 30%-ot meghaladó feszültségkülönbség mutatkozik, ami fokozatosan csökken, és 3% alakváltozási szinten a két görbe már együtt mozog.

)HOGROJR]RWWIHV]½OWVªJļDODNY¢OWR]¢VJ·UEH

1\HUVIHV]½OWVªJļDODNY¢OWR]¢VJ·UEHPRQRWRQHUHGPªQ\HNNHO

+»]¢V 1\RP¢V &LNOLNXV ļ

ļ

ļ

$ODNY¢OWR]¢V>@

)HV]½OWVªJ>03D@

0D[LP¢OLVIHV]½OWVªJ>03D@

F[B F[B

4. ábra: S235 J0 anyag állandó amplitúdójú aszimmetrikus ciklikus terhelésére adott válasza monoton húzó, illetve nyomó eredményekkel

Csökkenő terhelési protokoll esetén a terhelés elején a csökkenő amplitúdók ellenére magasabb maximális ellenállások figyelhetőek meg, ami arra enged következtetni, hogy a terhelés elején az izotrop keményedés dominán-

ļ

ļ

$ODNY¢OWR]¢V>@

5. ábra: S355 J2 (1) anyag növekvő amplitúdójú terhelésre adott válasza előterhelés után (cx2_3) és előterhelés nélkül (cx2_7)


23

3 ACÉLKAPCSOLATI KOMPONENSEK CIKLIKUS VISELKEDÉSE 3.1 Csavarozott nyírt kapcsolat Az első kísérletsorozat nem feszített, normál furatos, nyírt csavaros kapcsolati kialakítás vizsgálatát célozta meg, figyelembe véve a három lehetséges tönkremeneteli módot. A kísérleti geometria meghatározásánál a szabványban előírt eljárások szerint terveztük meg a kapcsolatot, és túltervezések alkalmazásával igyekeztünk a megfelelő tönkremeneteli módot biztosítani. Vizsgáltunk egyszer nyírt külpontos, illetve kétszer nyírt (6. ábra) központos erőátadódású kialakítást. A kísérletek során minden kialakításból végrehajtottunk egy statikus és egy ciklikus, összesen 12 darab elmozdulás-vezérelt vizsgálatot. Tipikus, palástnyomási ellenállásra mértékadó próbatest viselkedését mutatja a 7. a) ábra. Súrlódás révén a kis alakváltozások tartományában jelentős energia disszipálódik el, azonban a nagyobb alakváltozási szinteken az energiaelnyelő képesség relatíve alacsony, amelyet a beszűkülő jelleggörbe is igazol (a hiszterézisgörbe hurkai által bezárt terület kicsi). A kapcsolat alakváltozási képessége nagy. A kapcsolat nyírási tönkremenetele esetén [7. b) ábra] a kapcsolat kevésbé duktilis, kisebb alakváltozási szinten bekövetkezik a csavarok nyírása, valamint itt is megfigyelhető a kapcsolat kilazulása. Kétszer nyírt kapcsolatok esetén a viselkedés kedvezőbb, a csavarok meghúzásából fakadó azonos szorítóerő esetén is több a súrlódó felület, így több súrlódást, és nagyobb energiadisszipációt eredményez, azonban az alakváltozási szint hasonló maradt, mint az egyszer nyírt kialakítások esetén.

3.2 Csavarozott homloklemezes (T-elem) komponens A következő kísérletsorozatban csavarozott homloklemezes kapcsolatok T-elem komponenseinek (8. ábra) ciklikus viselkedését vizsgáltuk. 5 különböző geometriájú T-elemet vizsgáltunk monoton, állandó amplitúdójú ciklikus, illetve növekvő amplitúdójú ciklikus terhelés esetén. A T-elem igen jól reprezentálja egy nyomatékbíró oszlop–gerenda kapcsolat viselkedését. A tényleges erő–elmozdulás diagram számos geometriai paramétertől függ, azonban a viselkedés szempontjából a legfontosabb para-

8. ábra: T-elem komponens tipikus kialakítása

6. ábra: Nyírt kapcsolat tipikus kialakítása

a)

b)

7. ábra: Egyszer nyírt kapcsolatok eredményei: a) palástnyomási; b) nyírási tönkremenetel

24


a)

9. ábra: Homloklemezes csavarozott komponens a) monoton; b) ciklikus terhelésre adott válasza

b)

méter a hajlított homloklemez valamint a csavar teherbírásának aránya. A különböző teherbírási arányú, alapvetően a homloklemezek vastagságában eltérő próbatestek különböző tönkremeneteli mechanizmussal, és így alapvetően eltérő viselkedéssel bírtak. Tipikus, monoton és ciklikus terhelésre adott választ láthatunk a 9. ábrán. A monoton görbében látható szakadás a csavar törésére utal. Nem várt tönkremeneteli mód az anyacsavar csúszása. A statikus próbatestek tönkremenetele a várttal ellentétben minden esetben a csavarok szakadásával következett be. Igen nagy alakváltozási szinten a csavarszár jelentős hajlítást szenvedett a hajlított homloklemez kényszerdeformációja révén. Ez a hajlítási deformáció a csavar idő előtti töréséhez vezetett. Állandó amplitúdójú ciklikus terhelések esetén viszont a tönkremenetel minden esetben a lemez törésével következett be, mivel a csavar kilazulása után a csavarszárban a képlékeny alakváltozások egymásra halmozódása nem volt lehetséges, azonban a lemez hajtogatása továbbra is előállt. Növekvő amplitúdójú terhelések során pedig mind a csavar, mind pedig a lemez tönkremenetele előfordult. A ciklikus viselkedés kedvezőbb a homloklemez képlékenyedése során.

3.3 Hegesztett kapcsolat A hegesztett kapcsolatok tipikusan alacsony kisciklusú fáradási szilárdsággal bírnak, így szintén kritikus pontjai lehetnek egy tartószerkezetnek. Egymásra merőlegesen összehegesztett lemezeket vizsgáltunk. Vizsgáltunk sarok-, illetve tompavarratos bekötést, S235 valamint S460 alapanyagú acéllemezek esetén. Az erő és a hegesztési varrat középfelületének hajlásszögét szintén vizsgáltuk 3 különböző értéken. Összesen 24 darab próbatestet terheltünk. A próbatestek között jellemzően kétféle tönkremenetel fordult elő. A sarokvarrattal rögzített próbatestek vagy a varrat síkja mentén törtek el (10. ábra), vagy pedig a varrat felett a gyengített gerinclemeznél. Különösen akkor vált utóbbi tönkremenetel jellemzővé, amikor a varrat és az erő iránya hegyesszöget zárt be. A tompavarrattal rögzített próbatestek tönkremenetele szinte minden esetben a hegesztési varrat felett, az alapanyagban következett be (11. ábra). Általánosságban kijelenthető, hogy a tompavarratos kialakítás megbízhatóbb és duktlisabb a sarokvarratnál. Tompavarratos kialakításnál szinte minden esetben az alapanyagnál szakadt el a próbatest.

10. ábra: Sarokvarrat tipikus tönkremenetele


11. ábra: Tompavarrat tipikus tönkremenetele

25

4 ÖSZVÉR NYÍRT KAPCSOLATOK KISCIKLIKUSÚ FÁRADÁSI VISELKEDÉSE 4.1 A vizsgálatsorozat célja A kísérletsorozat célja különféle öszvér együttdolgoztató kapcsolatok vizsgálata kisciklusú fárasztó- és statikus teher alatt, és a kedvezően viselkedő elrendezések azonosítása. A fő motivációt a széles körben alkalmazott fejes csapos kialakítás kedvezőtlen viselkedése jelenti, melyet nemcsak kisciklusú [24–26], de magas ismétlésszámú, alacsony feszültségszintű fárasztóterhek alatt is megfigyeltek [27–28]. Az öszvérkapcsolat már viszonylag alacsony teherszinten is degradálódik, majd a teher emelkedésével a keresztmetszet különálló acél- és betonelemként kezd el viselkedni. További motiváció, hogy a fejes csapokkal végzett kisciklusú fárasztókísérletek mérettartománya a gyakorlatban alkalmazott szerkezeteknek csak kis hányadát fedi le. Szemben a csapos kialakítással, perfobond együttdolgoztató elemekkel végzett magas ismétlésszámú fárasztó, majd azt követő kinyomó, statikus vizsgálatok során nem tapasztaltak teherbírás-csökkenést, degradálódást az előterheletlen próbatestekhez képest [29–30]. A perfobond kapcsolóelem a nyíróerővel párhuzamosan elhelyezett perforált pengelemez, melyet az acél főtartó felső övére hegesztenek és a perforációkon betonacélokat fűznek át (különféle variánsait lásd a 13. ábrán). A kialakítás kedvezően viselkedik magas ismétlésszámú fárasztóteher alatt is [31], továbbá jóval duktilisabb, mint a fejes csapos kialakítás [32–34]. A kísérletsorozat elsősorban „felderítő” jellegű. Célja a különböző kapcsolatok minőségi vizsgálata és az ígéretes irányok kijelölése, melyek alapján részletesebb, kiterjedt vizsgálatok is végezhetők, tervezési formulák, metódusok dolgozhatók ki. A program második célja az együttdolgoztató kapcsolatok acélelemeire felhordott felületi bevonatok hatásának vizsgálata. A jelenleg hatályos hazai előírások alapján az acélelemek betonnal érintkező felületét nem szabad bevonattal ellátni, ez azonban korróziós problémákat okozhat az elemek beépítését megelőző, gyakran hosszú idejű tárolás során. Tudomásunk szerint az összeállított kísérleti program a következő vonatkozásokban újszerű:

• Fejes csapok kisciklusú fáradását az általunk választott mérettartományban még nem vizsgálták. A korábbi kísérletek jelentősen kisebb elemekkel készültek, mely a mérethatás (size-effect) miatt nagy jelentőséggel bírhat [35–36]. • Perfobond kapcsolatokon eddig még nem végeztek kisciklusú fárasztóvizsgálatokat. • Az Y-perfobond kapcsolat (13. ábra) viszonylag új megoldás, mely nagyon ígéretes kísérleti eredményeket mutat [32–33]. A kialakításból mindössze néhány tucatot vizsgáltak eddig, ezek mind statikus, kinyomó kísérletek voltak. • Az általunk javasolt fecskefarkas perfobond (13. ábra) kapcsolat egy új kialakítás, ennek megfelelően még nem vizsgálták korábban. • Az acél felületére felhordott bevonati rétegek hatását a statikus vagy ciklikus teherbírásra még nem vizsgálták. Az eredmények előreláthatólag a következő meglévő, illetve új szerkezettípusok, szerkezeti megoldások esetén hasznosíthatók: • jelentős, ismétlődő terhelésnek kitett magasépítési öszvérszerkezetek, pl. ipari födémek; • öszvér hídszerkezetek: o pályalemez és főtartó kapcsolatának poszt-elasztikus tervezése/viselkedése (hagyományos és újszerű megoldások); o integrált hidak alépítmény–felszerkezet kapcsolata; • magas- és hídépítési öszvérkapcsolatok viselkedése földrengésteher hatására.

4.2 Kísérleti program Összesen 8 különböző elrendezést vizsgáltunk, a próbatestek elnevezése, jelölése, terhelési módja és a próbatestek száma a 2. táblázatban látható (a jelölések az angol elnevezésekre utalnak). Szálerősítésű próbatestek is bekerültek a vizsgálati programba, mivel korábbi kísérletek alapján a vasbeton és öszvér szerkezeti elemek szívóssága és képlékeny viselkedése jelentősen javítható acélszálak adagolásával [37-39]. A próbatestekhez alkalmazott jelölés értelmezése: együttdolgoztató elem (bevonat) + egyéb szerkezeti elem – terhelés – próbatest száma.

2. táblázat: Vizsgált öszvér kapcsolati elrendezések Elrendezés neve

Terhelés

Jelölés

Próbatestek száma

Fejes csap

statikus

HS-S

2

Fejes csap

ciklikus

HS-C

2

Fejes csap + 50 μm cinkpor

statikus

HS(Z)-S

1

Fejes csap + 50 μm cinkpor

ciklikus

HS(Z)-C

2

Fejes csap + tűzihorganyzott

statikus

HS(HG)-S

1

Hagyományos perfobond

statikus

CP+R-S

1

Hagyományos perfobond

ciklikus

CP+R-C

2

Y perfobond

statikus

YP+R-S

1

Y perfobond

ciklikus

YP+R-C

2

Y perfobond + acél szálerősítés

statikus

YP+R+SF-S

1

Y perfobond + acél szálerősítés

ciklikus

YP+R+SF-S

2

Fecske(galamb)farkas perfobond, átfűzött vasalás nélkül

statikus

DP-S

2

Fecske(galamb)farkas perfobond, átfűzött vasalás nélkül

ciklikus

DP-C

2

Fecske(galamb)farkas perfobond

statikus

DP+R-S

2

Fecske(galamb)farkas perfobond

ciklikus

DP+R-C

2

Összesen (statikus+ciklikus):

26


25 (11+14)

4.3 Kísérleti kialakítás A vizsgálatokhoz az együttdolgoztató kapcsolatoknál széles körben alkalmazott kinyomó kísérleti elrendezést választottunk, melyet az Eurocode is javasol [40]. A próbatestek főbb méretei a 12. ábrán, míg áttekintő, háromdimenziós ábrájuk a 13. ábrán láthatók.

4.4 Statikus vizsgálatok 4.4.1 Terhelés A statikus kinyomóvizsgálatoknál az Eurocode 4-1-1:2004 B mellékletében megadott terhelést alkalmaztuk (14. ábra) [41]. A próbatestek terhelését egy 600 tonna maximális terhelésű sajtóval valósítottuk meg (WPM 600), mely a hidraulika bizonyos fizikai korlátai mellett, erővezérelt terhelést tett lehetővé. Az acél- és betonelemek közti relatív eltolódást induktív és nyúlásmérő bélyeg alapú eltolódásmérő szenzorokkal mértük.

4.4.2 Tönkremeneteli mód

12. ábra: Próbatestek főbb méretei a DP+R elrendezésen szemléltetve

A fejes csapos próbatestek jóval ridegebben viselkedtek, mint a perfobondos elemek többsége (15. ábra). Az egyetlen kivétel az átfűzött betonacél nélkül kialakított fecskefarkas próbatest (DP), mely szándékosan lett ilyen módon kialakítva, a betonacélok hatásának vizsgálata céljából. Utóbbi esetben a rideg viselkedést a beton nyírási tönkremenetele okozta (a próbatest felhasadt az együttdolgoztató elem mentén), míg a fejes csapos kialakításoknál a csapok elnyíródása vezetett a rideg tönkremenetelhez.

Fejes csap (HS)

Klasszikus perfobond (CP+R)

Y-perfobond (YP+R)

Fecskefarkas perfobond (DP)

Fecskefarkas perfobond (DP+R)

Fecskefarkas perfobond (DP+R)

13. ábra: Vizsgált elrendezések háromdimenziós ábrája


27

a)

b)

14. ábra: a) Kísérleti elrendezés és b) elmozdulásmérők elhelyezése

tehernek kitett, alsó részen a perfobond lemez elvált az acéltartó felső övétől. Ezt mindkét próbatestnél tapasztaltuk és feltehetőleg hajlítás és nyírás hatására bekövetkező tönkremenetel okozta.

a)

b)

c)

15. ábra: a-b) Statikus kinyomókísérlet során deformálódott fecskefarkas kapcsolat (DP-S) és c) elnyíródott fejes csap (HS-S)

4.4.3 A viselkedés kvantitatív jellemzése, összehasonlító értékelés A fejezetben közölt eredmények mindegyikénél az erő a teljes próbatestre jutó, tehát a terhelőberendezés által kifejtett erőt jelenti. A javasolt fecskefarkas kialakításra vonatkozóan az átfűzött betonacélok hatását a 16. ábra mutatja. A kiegészítő vasalás ~70%-os teherbírás-növekedést okozott. Az átfűzött betonacélok nélkül kialakított DP-S jelű próbatestek perfobond elemei jelentős maradó deformációkat szenvedtek (15. ábra), a legnagyobb közvetlen

A statikus kísérletek alapján a következő főbb következtetések vonhatók le: • A kiegészítő vasalással ellátott perfobondos próbatestek jóval duktilisabban viselkednek, mint a fejes csapos kialakítás. Előbbi enyhén ereszkedő leszálló ágat mutat, míg utóbbi esetén az erővezérlést megvalósító hidraulikus sajtó nem tudta követni a meredek leszálló ágat. • A fecskefarkas kialakítás duktilátásának domináns hordozói az átfűzött betonacélok. • A fecskefarkas kialakítás jelentősen nagyobb teherbírással bír, mint az alternatív megoldások, ~700 kN-nal nagyobb teherbírás, mint az alternatív CP+R, YP+R és YP+R+S próbatesteknél mért, illetve 1200 kN-nal nagyobb teherbírás, mint a DP jelű elrendezéseknél tapasztalt. Az alternatív kialakítású elemek összevetése nem objektív. • A fejes csapos kialakítások bevonati rétegei hatásának összevetése csak korlátozottan lehetséges a zsírozott felső övek miatt. Az eredmények és utólagos számítás alapján úgy tűnik, hogy a bevonati rétegnek nincs érdemi hatása a teherbírásra.

16. ábra: Statikus kinyomószakasz, fecskefarkas perfobond próbatestek reprezentatív függőleges relatív eltolódásai az acél és beton között az erő függvényében

28


17. ábra: Ciklikus terhelés protokollja

18. ábra: Jellemző függőleges relatív eltolódás–idő karakterisztika, színes görbék: négy ponton mért eltolódások, fekete: átlag (HS-C-1 próbatest)

4.5 Ciklikus vizsgálatok 4.5.1 Terhelés A ciklikus terhelést a 17. ábrán látható protokoll alapján hajtottuk végre. A teherszinteket a vonatkozó statikus kísérletek eredményei (Pu) alapján vettük fel. A terhelőberendezés és alkalmazott méréstechnika megegyezik a statikus vizsgálatoknál alkalmazottal.

4.5.2 Tönkremeneteli mód A statikus vizsgálatok során észlelt tönkremeneteli módokat tapasztaltuk a ciklikus vizsgálatok során is. Az egyes teherismétlések során a kapcsolatok maradó alakváltozásokat szenvedtek, melyek nagysága a teherszint növekedésével emelkedett. Egy kritikus relatív eltolódás értéket – a statikus teherbíráshoz tartozó relatív eltolódáshoz közeli – követően az eltolódások növekvő ütemben halmozódtak, instabil szakasz következett (18. ábra). Ez a viselkedés minden kialakításnál megfigyelhető volt.

5 ÖSSZEFOGLALÁS A cikkben elemeztük az acélanyag, acél- és öszvérkapcsolati komponensek statikus és ciklikus viselkedését kísérleti úton részben a viselkedés megismerésének, részben a numerikus modellfejlesztés támogatásának, valamint a nagy teljesítőképességű kialakításokra tett javaslatok kidolgozásának céljából.

A disszipatív zónákban alkalmazható anyag megválasztására kiterjedt kísérleti program keretében vizsgáltuk különböző anyagok statikus és ciklikus viselkedését. A fejlett PRESCOM anyagmodell [6] további kalibrálását szintén a jelen vizsgálati eredmények alapozzák meg. A ciklikus anyagvizsgálatok alapján megállapítható, hogy a vizsgált anyagok többsége alkalmazható disszipatív zóna anyagaként, azonban a vizsgált S460 NL anyag kellő duktilitása nem ítélhető meg (a kísérlet során a befogópofák jelentős elmozdulása miatt a kapott eredmény megkérdőjelezhető). Fontos megemlíteni azonban, hogy az alacsonyabb szilárdsági osztályba tartozó anyagok lényegesen duktilisabbak, így azok használata előnyösebb. Megjegyezzük, hogy kísérletek eredményei normál hőmérsékleten és a vizsgált lemezvastagság-tartományban (t < 25 mm) érvényesek. Az anyagvizsgálatok során feltárt speciális ciklikus viselkedés kielégítően pontos modellezése egyszerűbb anyagmodellekkel nem lehetséges. A [6]-ban bemutatott PRESCOM modell figyelembe tudja venni azokat a mechanikai szempontból fontos ciklikus jelenségeket (Bauschinger-hatás, kombinált keményedés, terheléstörténettől való függés), amelyek a terhelés során jelentkeznek. Tipikus kapcsolatkomponenseken kiterjedt kísérleti vizsgálatsorozatot hajtottunk végre. Ezen vizsgálatok eredményei alapján értékeltük kvalitatív és kvantitatív módon nyírt csavarozott, homloklemezes T-kapcsolati és hegesztett kapcsolati komponensek kisciklusú fáradási viselkedését.


29

A kvalitatív értékelés igazolta várakozásainkat a kedvező duktilis kialakításokra, a kvantitatív kiértékelés pedig adatot szolgáltat disszipatív kapcsolatok tervezéséhez. Öszvér együttdolgoztató kapcsolat statikus és ciklikus kísérletsorozatát hajtottuk végre a különböző tipikus kapcsolati kialakítások kisciklusú fáradási viselkedésének értékelésére. A hagyományos kialakítások mellett új, fecskefarkas perfobond kialakításra is javaslatot tettünk. A kísérletek alapján megállapítottuk, hogy a csapos kialakítás a többi esethez képest relatíve ridegen megy tönkre és a vizsgált esetek közül a legkisebb kisciklusú fáradási szilárdsággal rendelkezik. A kiegészítő vasalással ellátott perfobondos próbatestek jóval duktilisabban viselkednek, mint a fejes csapos kialakítás. A javasolt, fecskefarkas perfobondos kialakítás az elképzeléseknek megfelelően viselkedett, a farokelemek által közrezárt beton nem tudott kimozdulni, többtengelyű feszültségállapotba került, el kellett nyíródnia. A kialakítás duktilitásának domináns hordozói az átfűzött betonacélok. A fecskefarkas kialakítás jelentősen nagyobb teherbírással bír, mint az alternatív megoldások. A kiegészítő vasalással ellátott fecskefarkas perfobond kialakítás magasabb teherbírás mellett megközelíti az Y-perfobond kialakítás duktilitását és fáradási szilárdságát. A kísérleti eredmények alapján kijelenthető, hogy a kifejlesztett fecskefarkas, valamint a hagyományos perfobondos megoldások alkalmazhatóak disszipatív zónák kialakítására (pl. öszvérgerenda, födém esetében).

6 KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS A kutatás a BME Hidak és Szerkezetek Tanszékének és a Rutin Kft. együttműködésével megvalósult HighPerFrame K+F+I (GOP-1.1.1-11-2012-0568) projekthez kapcsolódóan jött létre, az Új Széchenyi Terv támogatásával. A szerzők ezúton fejezik ki köszönetüket a projekt megvalósítóinak a számukra nyújtott támogatásért. Jelen kutatás és cikk a Bolyai János Kutatási Ösztöndíj támogatásával készült.

7 IRODALOM [1] Dunai L, Papp Z.: “Nagy teljesítményű acélszerkezeti rendszer – A HighPerFrame kutatás-fejlesztési projekt”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 3–5. [2] Ádány S., Calado L., Dunai L.: „Experimental study on the cyclic behaviour of bolted end-plate joints”, STEEL AND COMPOSITE STRUCTURES 1:(1) pp. 33-50. (2001) [3] Kovács N., Calado L., Dunai L.: „Experimental and analytical studies on the cyclic behavior of end-plate joints of composite structural element”, JOURNAL OF CONSTRUCTIONAL STEEL RESEARCH 64:(2) pp. 202213. (2008) [4] Kovács N., Calado L., Dunai L.: „Behaviour of bolted composite joints: Experimental study”, JOURNAL OF CONSTRUCTIONAL STEEL RESEARCH 60:(3-5) pp. 725738. (2004) [5] Ádány S., Dunai L.: „Finite element simulation of the cyclic behaviour of end-plate joints”, COMPUTERS & STRUCTURES 82:(23-26) pp. 2131-2143. (2004) [6] Budaházy V., Dunai L.: “Parameter-refreshed Chaboche model for mild steel cyclic plastic behaviour”, Periodica Polytechnica – Civil Engineering, Vol 57, No 2 pp. 139– 155, 2013.

30

[7] Zsarnóczay Á., Vigh L.G.: “Steel4 – A Versatile Uniaxial Material Model for Cyclic Nonlinear Analysis of SteelBased Elements”, Proc. OpenSees Days Portugal 2014: Workshop on Multi-Hazard Analysis of Structures using OpenSees. Porto, Portugália, 2014.07.03-2014.07.04. Porto: pp. 11-14. [8] Zsarnóczay Á., Vigh L.G.: “Kihajlásbiztos merevítőrudak kísérleti vizsgálata”, MAGYAR ÉPÍTŐIPAR LXII:(6) pp. 222-230. (2012) [9] Zsarnóczay Á.: “Experimental and Numerical Investigation of Buckling Restrained Braced Frames for Eurocode Conform Design Procedure Development”, PhD dissertation, Budapest University of Technology and Economics, 2013. [10] Zsarnóczay Á., Vigh L.G.: “Capacity design procedure evaluation for buckling restrained braced frames with incremental dynamic analysis”, Proc. 15th World Conference on Earthquake Engineering (15WCEE). Lisszabon, Portugália, 2012.09.24-2012.09.28. Lisszabon: pp. 1-10. [11] G Akbas, N B Chancellor, J M Ricles, R Sause, E Tahmasebi, A L Joó. Evaluation of Performance-Based Design Methodology for Steel Self-Centering Braced Frame. Proc. Seventh International Conference on the Behaviour of Steel Structures in Seismic Areas (STESSA 2012). Santiago, Chile, 2012.01.09-2012.01.11. Santiago: Paper S06b-2. [12] E Tahmasebi, N B Chancellor, J M Ricles, R Sause, G Akbas, A L Joó. Collapse Performance of Steel SelfCentering Braced Frame Systems. Proc. Seventh International Conference on the Behaviour of Steel Structures in Seismic Areas (STESSA 2012). Santiago, Chile, 2012.01.09-2012.01.11. Santiago: Paper S06b-3. [13] Oszvald K., Kollár D., Szilágyi P., Kövesdi B.: „Innovatív, végeselem módszeren alapuló méretezési eljárások alkalmazási lehetőségei acél keretszerkezetek tervezésében”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 50–59. [14] Bartal M., Hegyi P., Apáti J., Kövesdi B., Vigh L.G.: „Keretszerkezetek innovatív energiaelnyelő szerkezeti kialakításának fejlesztése: Hosszbordával merevített képlékeny csukló numerikus és kísérleti vizsgálata”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 32–40. [15] Kollár D., Németh D., Kövesdi B.: „Hegesztéstechnológiai folyamat szimulációja és figyelembe vétele az acélszerkezeti méretezési eljárásokban”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 41–49. [16] Balogh T., Vigh L.G.: “Változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek optimális tervezése tűzhatásra”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 84–94. [17] Balogh T., Vigh L.G.: “Változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek optimális tervezése szeizmikus hatásokra”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 95–106. [18] Dusickaa P., Itanib A.M, Ian G.: “Cyclic response of plate steels under large inelastic strains”, Journal of Constructional Steel Research, 63 (2007) 156–164. [19] Youngjiu S., Meng W., Yuanqing W.: “Experimental and constitutive model study of structural steel under cyclic loading”, Journal of Constructional Steel Research, 67, 1185-1197, 2011, doi:10.1016/j.jcsr.2011.02.011 [20] MSZ EN 15614-1: 2004 Metallic materials — Tensile testing — Part 1: Method of test at room temperature [21] MSZ EN ISO 1993-1-3:2006 [22] MSZ ISO 3785: A próbatestek tengelyének megadása [23] ASTM E606 – 92 Standard Practice for Strain-Controlled Fatigue Testing [24] Taplin G., Grundy P.: “Incremental Slip of Stud Shear Connectors under Repeated Loading”, Composite Construction - Conventional and Innovative, at Innsbruck, Austria.


[25] Taplin, G., Grundy P.: “Steel-Concrete Composite Beams under Repeated Load”, Composite Construction in Steel and Concrete IV. [26] Gattesco N., Giuriani E., Gubana A.: “Low-Cycle Fatigue Test on Stud Shear Connectors”, Journal of Structural Engineering, no. 123 (2):145-150. doi: doi: 10.1061/(ASCE) 0733-9445(1997)123:2(145). [27] Hanswille G., Porsch M., Ustundag C.: “The behaviour of steel-concrete composite beams under repeated loading”, Paper read at Nordic Steel Construction Conference, Malmö, Sweden. [28] Oehlers D.: “Deterioration in Strength of Stud Connectors in Composite Bridge Beams”, Journal of Structural Engineering, no. 116 (12):3417-3431. [29] Ahn J.H., Jeong Y.J.: “Shear behaviour of perfobond rib shear connector under static and cyclic loadings”, Magazine of Concrete Research no. 60 (5):347-357. doi: 10.1680/macr.2007.00046. [30] Higgins C., Mitchell H.: “Behavior of Composite Bridge Decks with Alternative Shear Connectors”, Journal of Bridge Engineering no. 6 (1):17-22. doi: doi:10.1061/ (ASCE)1084-0702(2001)6:1(17). [31] Leonhardt F., Andrä W., Andrä H.P., Harre W.: “Neues vorteilhaftes Verbundmittel für Stahlverbundtragwerke mit höher Dauerfestigkeit”, Beton und Stahlbetonbau no. 62 (12):325-331, 1987. [32] Kim, Sang-Hyo, Jaegu Choi, Se-Jun Park, Jin-Hee Ahn, and Chi-Young Jung. 2014. “Behavior of composite girder with Y-type perfobond rib shear connectors.” Journal of Constructional Steel Research no. 103 (0):275-289. doi: http://dx.doi.org/10.1016/j.jcsr.2014.09.012. [33] Kim, Sang-Hyo, Kyu-Tae Choi, Se-Jun Park, Seung-Min Park, and Chi-Young Jung. 2013. “Experimental shear resistance evaluation of Y-type perfobond rib shear connec-

[34]

[35] [36]

[37]

[38]

[39]

[40] [41]

tor.” Journal of Constructional Steel Research no. 82 (0):118. doi: http://dx.doi.org/10.1016/j.jcsr.2012.12.001. da. C. Vianna, J., S. A. L. de Andrade, P. C. G. da S. Vellasco, and L. F. Costa-Neves. 2013. “Experimental study of Perfobond shear connectors in composite construction.” Journal of Constructional Steel Research no. 81 (0):6275. doi: http://dx.doi.org/10.1016/j.jcsr.2012.11.002. Bažant, Z. P., J. Planas. 1997. Fracture and Size Effect in Concrete and Other Quasibrittle Materials: CRC Press Bažant, Z., J. Vítek. 1999. “Compound Size Effect in Composite Beams with Softening Connectors. II: Differential Equations and Behavior.” Journal of Engineering Mechanics no. 125 (11):1315-1322. doi: doi:10.1061/ (ASCE)0733-9399(1999)125:11(1315). Ibrahim, I.S., M. B. Che Bakar: “Effects on Mechanical Properties of Industrialised Steel Fibres Addition to Normal Weight Concrete”, Procedia Engineering no. 14 (0):2616-2626. doi: http://dx.doi.org/10.1016/ j.proeng.2011.07.329. Altun, Fatih, Tefaruk Haktanir, Kamura Ari: “Effects of steel fiber addition on mechanical properties of concrete and RC beams”, Construction and Building Materials, no. 21 (3):654-661. doi: http://dx.doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2005.12.006. Galjaard, H.C., Walraven J.C.: “Static tests on various types of shear connectors for composite structures”, International Symposium on Connections between Steel and Concrete. CEN. 2004. Eurocode 4: Design of composite steel and concrete structures - Part 1-1: General rules and rules for buildings. CEN. 2005. Eurocode 4: Design of composite steel and concrete structures - Part 2: General rules and rules for bridges.


31

Bartal Miklós MSc hallgató Hegyi Péter doktorandusz BME Hidak és Szerkezetek Tanszék Apáti János Rutin Kft. Dr. Kövesdi Balázs egyetemi docens Dr. Vigh László Gergely egyetemi docens BME Hidak és Szerkezetek Tanszék

KERETSZERKEZETEK INNOVATÍV ENERGIAELNYELŐ SZERKEZETI KIALAKÍTÁSÁNAK FEJLESZTÉSE: HOSSZBORDÁVAL MEREVÍTETT KÉPLÉKENY CSUKLÓ NUMERIKUS ÉS KÍSÉRLETI VIZSGÁLATA DEVELOPMENT OF INNOVATIVE DISSIPATIVE ZONE FOR MOMENT-RESISTING STEEL FRAMES:NUMERICAL AND EXPERIMENTAL ANALYSIS OF PLASTIC HINGES WITH LONGITUDINAL STIFFENERS A HighPerFrame kutatás-fejlesztési projekt egyik alfeladata innovatív energiaelnyelő szerkezeti kialakítás fejlesztése volt nyomatékbíró keretekhez. Ezen feladat megvalósítása során a hídszerkezetekben széleskörűen alkalmazott, hosszbordákkal merevített gerincű tartók ciklikus terhelés alatt mutatott viselkedését, energiaelnyelő tulajdonságát vizsgáltuk. A vizsgálatok során fejlett numerikus modellt fejlesztettünk, mely képes figyelembe venni az anyagi valamint geometriai nemlinearitásokat, imperfekciókat. Ezen numerikus modell segítségével az egyes kialakítások várható viselkedését vizsgáltuk monoton és ciklikus terhelés esetén, az eredmények alapján megterveztük a kísérleti alakításokat. Statikus és ciklikus kísérleti programot hajtottunk végre különböző merevítések hatásának vizsgálatára. Az eredmények alapján meghatároztuk a ciklikus duktilitás szempontjából kedvező kialakításokat. A kísérleti eredmények a numerikus modellfejlesztéshez is szilárd alapot szolgáltatnak.

This subtask of the HighPerFrame project aims to develop an innovative structural solution for dissipative zones of moment-resisting steel frames. The high local ductility and thus high performance is intented to achieve by the application of longitudinally multistiffened girder elements. Advanced numerical model for geometrical and material non-linear cyclic analysis is developed. The numerical model is invoked for the study of cyclic behavior of various configurations, and based on the results the prototype test specimens and the experimental programme are designed. Monotonic and cyclic test series are completed to analyze the influence of different stiffener configurations on the ductility of the girder. Based on the experimental results, the beneficial configurations are selected. The test results further provide solid base for the numerical model development.

1 BEVEZETÉS

selkedését illetően. Acél és öszvér homloklemezes kapcsolatok viselkedésének kísérleti analízisével a [4, 5, 6], végeselemes és analitikus vizsgálatával pedig [5, 7] szakirodalmak. Az utóbbi időben kiterjedt kutatást hajtottunk végre acél anyagmodellek fejlesztése terén [8, 9], amely az itt bemutatott vizsgálatoknak is fontos alapot szolgáltatnak. A tanszék munkatársai a BRB kutatáson kívül speciális billegőkeretek [10, 11] kísérleti és numerikus vizsgálatával is foglalkoznak. A HighPerFrame K+F+I projekt [12] egyik célja volt innovatív disszipatív kialakítás kidolgozása nyomatékbíró keretekhez. Az elgondolás alapjait [13] eredményei adták: az energiaelnyelő zóna a gerenda része, melynek

Acélszerkezetű keretek földrengéshatásra történő képlékeny méretezésének alapfeltétele a szerkezet kellő duktilitásának biztosítása ciklikus terhekre. Ennek érdekében energiaelnyelő zónákat, szerkezeti részeket kell betervezni az építményekbe, melyek biztosítják a képlékeny viselkedést. Ezen energiaelnyelő zónák szokásos kialakítása történhet pl. a kihajlásbiztos merevítőrudak (BRB, [1, 2]) alkalmazásával, szeizmikus link beépítésével, vagy a gerendavégeken tervezett gyengítés alkalmazásával [3]. A BME Hidak és Szerkezetek Tanszéken régóta folyik kutatás a szerkezeti elemek és kapcsolatok ciklikus vi-

32


duktilitását a gerincre hegesztett hosszbordák biztosítják. Hosszmerevítővel ellátott gerinclemezek a hídépítésben széles körben elterjedtnek számítanak, megvalósításuk gazdaságos, viselkedésük kedvező. A merevített lemezmezőkkel a szerkezet duktilitása, alakváltozási képessége és energiaelnyelő képessége jelentősen növelhető, mivel a kis energiaelnyelő horpadási tönkremenetelt kizárjuk a szerkezeti viselkedésből. Ez a szerkezeti kialakítás disszipatív zónákban mind nyírás, mint hajítási viselkedés szempontjából előnyös lehet, ennek köszönhetően a szerkezet viselkedése földrengési hatásokra lényegesen kedvezőbbé tehető a merevített lemezmezők alkalmazásával. [13] A merevített lemezmezők továbbá kedvezőbbé tehetik a 4. keresztmetszeti osztályú gerinclemezzel rendelkező szerkezeti elemek viselkedését tűz hatása közben is [14]. A projekt korábbi szakaszában a tűz hatására való modellezés egyik fő eredménye az volt, hogy a vizsgált oszlop– gerenda csomópont estén a 4. keresztmetszeti osztályú gerinc horpadása jelentette minden esetben a tönkremeneteli módot, és a csomópont teherbírása tűz hatására megnövekedett hőmérsékleten is magasabb volt a hozzá csatlakozó 4. keresztmetszeti osztályú szelvénynél. Továbbá a magas hőmérsékleten elvégzett numerikus szimulációk eredményei azt mutatták, hogy a vastagabb gerinclemezek horpadási hajlama is megnő a csomópontok környezetében. Ennek az oka az, hogy a kevésbé felmelegedett (vastagabb) övlemezek a csomópont környezetében megakadályozzák a gerinclemez hőtágulását, ezáltal kéttengelyű normálfeszültséget idéznek elő az övlemezben, ami kisebb horpadási ellenálláshoz vezet. Ezen tapasztalatok alapján kidolgoztunk egy kísérleti programot a hosszbordákkal merevített szerkezeti elemek monoton és ciklikus vizsgálatára. A vizsgálatok hátterét, az alkalmazott vizsgálati módszerek megalapozását a [12, 13, 15, 16, 17] irodalmak ismertetik. A részfeladat eredményei közvetlenül beépülnek a későbbi modellfejlesztési részfeladatokba [16, 17], valamint a megfelelő szeizmikus koncepcionális és részlettervezést alapozzák meg és így az optimális szerkezetkialakításhoz járulnak hozzá [18].

2 A PROTOTÍPUS ÉS KÍSÉRLETI PRÓBATESTEK TERVEZÉSE – ELŐZETES NUMERIKUS VIZSGÁLATOK 2.1 A vizsgálati stratégia Az elvégzett vizsgálatok azt a célt szolgálták, hogy a csarnoképítésben hagyományosan alkalmazott kialakítások

helyett gazdaságosabb szerkezetek fejlesztését segítsék, hosszbordákkal merevített lemezek alkalmazásával. A korábbi tapasztalatok alapján megállapítható, hogy a csarnokszerkezetek viselkedése földrengés hatására kedvező irányba mozdítható az ismertetett hosszbordákkal való merevítéssel. Mivel a szakirodalomban nem találtunk hasonló kialakítással végzett kísérleti példákat, ezért kidolgoztunk egy kísérleti programot a hosszbordákkal merevített szerkezetek monoton és ciklikus viselkedésének vizsgálatára. A kísérleti próbatestet és elrendezést az 1. ábra mutatja. Négypontos terhelési elrendezés segítségével vizsgáltuk a merevített gerinclemezes tartó tiszta nyomatéki teherbírását. A kísérleti programot megelőzően, illetve azzal párhuzamosan numerikus modellfejlesztést is végeztünk. A kísérleti próbatesteket előzetes nemlineáris numerikus analízis segítségével terveztük meg. A kísérleti program a numerikus modell verifikációjára is szolgál, hogy a későbbiekben képesek legyünk a valóságot nagy pontossággal követő virtuális kísérleteket végezni. Összesen négyféle kialakítást határoztunk meg, melyek mindegyike azonos öv- és gerinclemezzel készült, 1 m hosszúsággal. Referenciaméréshez az egyik próbatestet nem láttuk el merevítéssel. A három merevített próbatesten alkalmazott hosszbordák darabszáma és mérete rendre 2x40-4, 3x40-4, valamint 3x60-4 volt. Egy próbatest három részből állt, kétoldalt két darab 3,5 m-es gerendaszakaszból, amelynek a gerince és öve is erősebb, mint a középen elhelyezkedő 1 m-es vizsgált elemé. Ez a kialakítás lehetővé tette a gazdaságos anyagfelhasználást, hiszen a szélső elemek újrafelhasználhatóak voltak minden kísérletnél. A gerendarészek között homloklemezes csavarozott kapcsolat biztosította az erőátadást, valamint a terhelőerő bevezetését is ezek segítették (1. ábra). A ciklikus terhelés során alkalmazott protokollt a vonatkozó EN15129 [19] jelű szabvány előírásaival összhangban határoztuk meg, ezt a 2. ábra szemlélteti. A terhelés amplitúdója a monoton kísérletekből nyert erő–elmozdulás görbéhez van kötve. Így először monoton kísérleteket végeztünk minden kialakítás esetén, majd ezek alapján vettük fel a ciklikus terheléshez tartozó protokollt. A numerikus modell esetében is hasonló módon jártunk el, egy-egy monoton és ciklikus analízist futtattunk le (1. táblázat). Ciklikus esetben is három amplitúdóval végeztük az analízist (egy-egy ciklus a folyáshatárhoz tartozó lehajlás értékének 25–50–75–100%-án, háromszor ennek dupláján, ill. a teher duplázása után ismét háromszor), összesen 10 cikluson keresztül. A valós kísérletek esetében a terhelés a teljes tönkremenetelig tartott.

1. ábra: Kísérleti próbatestek kialakítása


33

60

40

elmozdulásteher [mm]

20

0 0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

-20

-40

-60

ciklusszám

2. ábra: Ciklikus terhelési protokoll

1. táblázat: A kísérleti program Numerikus vizsgálatok Kísérleti vizsgálatok Bordakonfiguráció monoton ciklikus monoton ciklikus merevítetlen

1

1

1

1

2 x 40-4

1

1

1

1

3 x 40-4

1

1

1

1

3 x 60-4

1

1

1

1

2.2 A numerikus modell bemutatása A kísérleti próbatestek, prototípus szerkezeti kialakítások tervezéséhez végeselemes modellt fejlesztettünk ANSYS környezetben [20]. Az alkalmazott végeselem egy négycsomópontú héjelem volt, mely alkalmas vékony és közepes vastagságú héjszerkezetek vizsgálatára. Mindegyik csomópont 6 elmozdulási szabadságfokkal rendelkezik, megbízhatóan alkalmazható lineáris és nemlineáris számításokhoz, valamint nagy elmozdulások kezeléséhez is. A hálóméretetet konvergenciavizsgálat alapján 30 mm-nek választottuk. A kezdeti vizsgálatokhoz felhasznált anyagmodell az ANSYS beépített Chaboche-féle anyagmodellje, nemlineáris izotrop keményedéssel, mely képes figyelembe venni az acélanyag ciklikus terhelése során jelentkező speciális jelenségeket (Bauschinger-hatás, képlékeny ciklikus kúszás, terheléstörténettől való függés). Az előzetes tervezés során az anyagjellemzők tényleges értéke nem volt ismert; a következő jellemzőket alkalmaztuk: folyáshatár fy = 310 N/mm2, a szakítószilárdság fu = 400 N/mm2.

3. ábra: Numerikus modell

34

A többi segédparamétert a program automatikusan számolja. A kinematikus keményedés a teljes keményedés 90%-a, míg a maradék 10% izotrop keményedés volt. A modell peremfeltételei az elvégzendő kísérletekkel egyező módon lettek kialakítva. A terhelőgerenda két vége csuklósan lett megtámasztva, valamint a kifordulás meggátlása érdekében mindkét övlemezt oldalirányban is megtámasztottuk. Elmozdulást mint terhet alkalmaztunk a szerkezeten. A vizsgálat elmozdulásvezérelt. A felépített végeselemes modellt mutatja a 3. ábra. Helyettesítő geometriai imperfekcióként minden esetben az első kihajlási alak 200x-os felnagyított értékét alkalmaztuk (4. ábra). Ez az Eurocode által adott szabványos értéknél [21] kissé nagyobbra adódott, ugyanakkor elmondható, hogy korábbi vizsgálatok alapján [13, 22, 25] ez a nagyított érték a valós viselkedést pontosabban írja le. Az itt leírt anyagi és geometriai nemlinearitások figyelembevételével GMNI analízist futtattunk, ezek eredményeit a következő fejezetekben ismertetjük.

2.3 Monoton vizsgálatok Az 5. ábra mutatja az egyes kialakítások monoton terheléséből kapott erő–elmozdulás görbéket. Jó látható, hogy a merevítetlen elem teherbírása adódott a legkisebbre, valamint az is egyértelmű, hogy a merevítetlen elem igen kis duktilitással rendelkezett a merevített elemekhez képest. A maximális teherbírás elérését követően mindössze 10 mm további lehajlás tudott bekövetkezni, mielőtt a terhelés erőteljes csökkenést mutatott volna. Ezzel szemben

5. ábra: Monoton terhelés esetén számított erő–elmozdulás görbék (numerikus számítás)

4. ábra: Alkalmazott imperfekció


2. táblázat: Numerikus számítások eredményei Bordakonfiguráció

Bordaszám [db]

Bordaméret [mm x mm]

merevítetlen

–

2x40-4

Erő

Lehajlás

Duktilitás [–]

Folyáshatár [kN]

Teherbírás [kN]

Folyáshatár [mm]

Teherbírás [mm]

–

145,0

150,9

19,5

–27,5

1,87

2

40x4

153,0

165,3

20,2

–37,0

2,28

3x40-4

3

40x4

155,0

170,4

20,5

–50,0

3,01

3x60-4

3

60x4

159,0

174,6

21,2

–53,0

3,13

2.4 Ciklikus vizsgálatok

radáció. Az ezután következő ciklusok már a rugalmas teherbírás értékét meghaladják, így itt már megjelenik a képlékenyedés hatása. A merevítetlen próbatest lassú degradációt mutatott, ugyanakkor a többi esetben nem csökkent a maximális terhelés értéke a 8. ciklusig. Ez a jelenség a merevítőbordák kedvező hatása, hiszen arra utal, hogy a gerinc horpadása nem tudott beindulni, így javítva a ciklikus viselkedést. A 7. ciklust követően mindegyik próbatest elkezdett degradálódni (6. ábra), ugyanakkor a merevítéssel ellátott esetekben ez jóval lassabban következett be, mint a merevítetlen elemnél. 200 175 150 125 100 75 50

ErĘ [kN]

25

0 -110-100 -90 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 -25

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

-50 -75 -100 -125 -150 -175 -200

Lehajlás [mm]

6. ábra: Ciklikus erő–elmozdulás görbe (3x60-4)

A 7. ábra az egyes ciklusokban elnyelt energia mennyiségét mutatja. Látható, hogy a folyáshatárt el nem érő terhelés során disszipált energia mértéke lényegében zérus, ezt követően emelkedik meg. Az 5–7 ciklusok között a merevítetlen elem jelentősebb degradációt mutatott, míg a többi elem energiaelnyelő képessége lényegében nem csökkent. ϰϱϬϬϬ ϰϬϬϬϬ

ŝŬůƵƐŽŶŬĠŶƚĞůŶǇĞůƚĞŶĞƌŐŝĂ΀:΁

a merevített elemek hosszabb platóval rendelkeztek, a teherbírás csökkenése csak igen nagy lehajlások után következett be. A tönkremeneteli mód tekintetében is eltérések mutatkoztak. A merevítetlen elem a gerinc horpadásával ment tönkre (9. ábra), míg a merevített elemek a hosszbordák erősödésével egyre inkább a gerinc almezőjének és az övlemez horpadása következtében érték el teherbírásukat. Hasonló eltéréseket mutatott a próbatestekben fellépő feszültségek értéke is. A merevítetlen elemnél a folyási feszültséget csak a keresztmetszet kis része érte el, míg a leginkább merevített elemnél az egész keresztmetszet képlékeny állapotba tudott kerülni. A 2. táblázat foglalja össze az egyes próbatestek jellemzőit. A táblázatban megtalálható a folyáshoz illetve a teherbíráshoz tartozó teher valamint elmozdulás értéke, valamint egy duktilitásra jellemző arányszám is. A folyáshatárt úgy vettük fel, hogy a kezdeti Et merevségű egyenes meghosszabbítása és az Et/10 meredekségű egyenessel a görbéhez húzott érintő metszéspontja legyen [23]. Mivel nem állt rendelkezésre elegendően hosszú leszálló ág minden esetben, ezért a duktilitást úgy jellemeztük, mint a teherbíráshoz illetve az elméleti folyáshatárhoz tartozó lehajlásértékek hányadosát. Látható, hogy a legkisebb duktilitással a merevítetlen elem rendelkezett, míg a 3x604 elem már jelentősen nagyobb értéket mutatott. A két legnagyobb merevséggel rendelkező bordakialakítás között jelentős különbség már nem tapasztalható, vagyis ebben a zónában a gerinclemez globális horpadása már nem rendelkezik szignifikáns hatással a teherbírásra. A hosszbordák további erősítése így ezen túl már nem gazdaságos, valamint akár káros is lehet, hiszen a lemezekre jellemző posztkritikus tartalékkal jellemzett stabilitásvesztési módot a rudakra jellemző, tartalék nélküli mód felé tolhatja el. A duktilis viselkedés a tönkremeneteli módra vezethető vissza. A merevítetlen elem tönkremenetelét a gerinclemez horpadása indította el, ami miatt az övek által biztosított duktilitás nem volt kihasználható. A merevített elemek viselkedését a hosszbordák kedvező irányban befolyásolták. A gerinc megmerevítésének köszönhetően annak horpadása később, nagyobb teherszinten indult be, és ez növelte a duktilitást. A 3x60-4 próbatest esetében a tönkremeneteli mód már egyértelműen a gerinc almezőinek horpadása volt, ennek megfelelően az erő–elmozdulás görbe is ebben az esetben mutatta a legnagyobb képlékeny alakváltozásokat.

ϯϱϬϬϬ ϯϬϬϬϬ ϮϱϬϬϬ

ŵĞƌĞǀŝƚĞƚůĞŶ ϮǆϰϬͲϰ

ϮϬϬϬϬ

ϯǆϰϬͲϰ ϭϱϬϬϬ

ϯǆϲϬͲϰ

ϭϬϬϬϬ ϱϬϬϬ

Az előzetes ciklikus vizsgálatok során az ECCS által javasolt terhelési protokollt alkalmaztuk [23]. Ennek során az első négy ciklusban rugalmas tartományban terheltük a próbatesteket, így itt nem mutatkozott semmiféle deg-

Ϭ ϭ

Ϯ

ϯ

ϰ

ϱ

ϲ

ϳ

ϴ

ϵ

ϭϬ

ŝŬůƵƐƐǌĄŵ

7. ábra. Ciklusonként elnyelt energia


35

Az eredmények alapján megállapítható, hogy energiaelnyelési szempontból a hárombordás kialakítások tekinthetők kedvezőbbnek. Ezek a monoton vizsgálatok során is jelentős duktilitással rendelkeztek. A ciklusonkénti maximális teher esetében megfigyelhető csökkenés is hasonló jelleget mutatott, vagyis a merevítetlen elem igen jelentős, 55%-ot meghaladó csökkenést mutatott, szemben a merevített elemekkel (25–30%). Ez szintén az elnyelt energia csökkenéséhez járul hozzá. Mindezek alapján a merevített elemek által elnyelt energia értéke a merevítetlen elem által disszipált energia másfélszeresét is elérte. Mindemellett a 3x40-4 kialakítás erősebb degradációt mutatott, így a numerikus vizsgálatok alapján a 3x60-4 kialakítás a kedvezőbb.

3 KÍSÉRLETI VIZSGÁLATOK 3.1 A kísérleti berendezés bemutatása A kísérletek során, hasonlóan a numerikus vizsgálatokhoz, négypontos hajlításnak vetettük alá a próbatesteket. Annak érdekében, hogy ciklikus terhelést tudjunk alkalmazni, speciális terhelőkeret építésére volt szükség. Ebben a keretben egy húzó- illetve nyomóerőt kifejteni képes hidraulikus hengert helyeztünk el, mely a terhelőkerethez tartozó teherelosztó gerendát támadta meg. A terhelést elmozdulásvezérléssel végeztük el. Oldalirányú megtámasztás beépítésére is szükség volt, hasonlóan a numerikus modellhez, hogy a kifordulást meggátoljuk. Ennek fontosságát növelte, hogy a várt horpadások hatására a gerenda aszimmetrikussá válik, ami növeli az oldalirányú elmozdulások kialakulására való hajlamot. A kísérleti berendezést a 8. ábra mutatja. A kísérlet során mért mennyiségek a terhelőerő, valamint az elmozdulás voltak.

8. ábra. A kísérleti berendezés

3.2 Monoton vizsgálatok

9 ábra. Numerikus modell tönkremeneteli alakja

A kísérletek során tapasztalt tönkremeneteli módok közel álltak a numerikus szimuláció során kapott módokhoz. Merevítetlen esetben a nyomott övlemez és a nyomott gerinc kihorpadt, amit a 9–10. ábrák mutatnak. A további, merevített próbatestek esetében is hasonló egyezést tapasztaltunk, kisebb különbségekkel (borda horpadásának helye, övlemez/gerinclemez deformációjának mértéke). Ezek az eltérések a numerikus modellben figyelembe vett, illetve a valós próbatesten jelen levő imperfekciók (sajátfeszültségek, alakhibák) eltérő voltából adódtak. A hosszbordák merevítésével párhuzamosan azonban ezek a hatások gyengültek. A 11. ábra mutatja a kísérlet során mért erő–elmozdulás görbéket. Látható, hogy a merevítetlen próbatest viszonylag hirtelen vált át rugalmas viselkedésből képlékenybe, míg a merevítéssel rendelkezők fokozatosan lágyulnak. A 2x40-4 bordás konfiguráció lágyuló szakasza hamarabb elkezdődik, mint a többi próbatesté, viszont ellenállása 5%-kal nagyobb, mint a 3x40-4 bordájú verzióé. A 3x60-4 kialakítás esetén a terhelőberendezés lökethossza kimerült, így a maximális teherbírást nem sikerült kimutatni. A diagramot összehasonlítva az 5. ábra eredményeivel elég jó egyezés található a teherbírásokat tekintve. A 3. táblázat mutatja az egyes próbatestek teherbírását, lehajlását, valamint duktilitását. Látható, hogy a duktilitás a merevítés erősítésével növekszik, hasonlóan a numerikus modell eredményeihez.

10. ábra. Kísérleti tönkremeneteli mód

36


3. táblázat: Mérési eredmények Bordakonfiguráció

Bordaszám [db]

Bordaméret [mm x mm]

merevítetlen

–

2x40-4

Erő

Duktilitás [–]

Folyáshatár [kN]

Teherbírás [kN]

Folyáshatár [mm]

Teherbírás [mm]

–

149

152,65

28

42

2,55

2

40x4

152

179,74

50

78

3,50

3x40-4

3

40x4

n/a

171,65

n/a

79

n/a

3x60-4

3

60x4

164

192,46

62

100

4,78

200

merevítetlen

190

2x40-4

180

3x40-4

170

3x60-4

160 150 140 130 120

ErĘ [kN]

Lehajlás

110 100

val. A varrat igen erősen igénybe volt véve a gyűrődésből adódó keresztirányú hajlítás miatt is, így az ebből adódó kisciklusú fáradás okozta végül a tönkremenetelét. A próbatest horpadási alakja lényegében megegyezett a monoton terhelésből adódóval (10. ábra), a gerinc horpadása átterjedt a szomszédos almezőkre is, valamint a bordákat is érintette.

90 80

3.3.2 2x40-4 elem

70 60 50 40 30 20 10 0 0

5

10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140 145 150 155 160

Elmozdulás [mm]

11. ábra: Monoton erő–elmozdulás görbék (kísérleti mérés)

3.3 Ciklikus vizsgálatok A kísérleti vizsgálatainkhoz alkalmazott protokoll az EN15129 ajánlásain [19] alapult. Az első öt ciklusban 15 mm elmozdulásterhet tettünk a tartókra, majd 5 cikluson keresztül 30 mm amplitúdóval terheltünk, végül 60 mm-es kitérést alkalmaztunk addig, amíg a próbatest ténylegesen tönkre nem ment. Ezt általában a degradáció előrehaladt állapota, illetve bizonyos helyeken kialakuló repedések jelezték.

Ez a próbatest is a merevítetlen elemhez hasonlóan viselkedett az első 10 ciklusban. A 60 mm-es lengőteher hatására itt valamelyest később, a 13–14. ciklusban alakultak ki horpadások. A próbatest ezután tovább deformálódott, majd beindult az alsó övben a nyakvarrat repedése (40. ciklus). További terhelés hatására az alsó övlemez keresztberepedt (13. ábra). Ez igen jelentős teherbírás vesztést okozott, ez jelentette a próbatest terhelésének a végét. A horpadási mód hasonló volt a monoton terhelésnél tapasztaltakhoz.

3.3.1 Merevítetlen elem A merevítetlen próbatest az első két teherlépcső során nem mutatott jelentős képlékeny deformációkat. A harmadik teherlépcső első terhelése során azonnal viszonylag nagy méretű öv- és gerinchorpadási deformációk alakultak ki. Ez a deformáció lassan, de fokozatosan növekedett a következő ciklusokban, addig, míg végül a gerinc szinte teljesen „összegyűrődött”, az öv és a gyűrt gerinc összeért. Végül a 38. ciklusban bekövetkezett nyakvarrattörés nyomán elkezdett elválni egymástól az öv és a gerinc (12. ábra), ami a teherbírás jelentős csökkenését hozta magá-

13. ábra: 2x40-4 elem övlemezének repedései

3.3.3 3x40-4 elem 12. ábra: Varratszakadás a merevítetlen próbatesten

Ez a próbatest mutatkozott a legszívósabbnak a vizsgált kialakítások közül. Az első 10 ciklusban nem volt tapasztalható semmiféle maradó alakváltozás. Ezt követően, a ma-


37

ximális terhelést megkapva, további, nagyjából 10 cikluson keresztül nemigen jelentkezett horpadás a próbatesten, majd lassan elkezdett az öv és a gerinc horpadni. Ez igen lassú degradációhoz vezetett, ami végül a 91. ciklusban vezetett el a nyakvarrat tönkremeneteléig. A deformációk hasonló mértékűek voltak, mint a merevítetlen elemnél, és kiterjedtek a merevítőbordákra is. Ezek a nagy deformáció miatt keresztben elrepedtek, mely repedés végigfutott a bordákat bekötő sarokvarratokon át egészen a szelvény gerincéig. A középső bordában a horpadási jelenség jóval kisebb mértékű volt, vagyis a felső és az alsó almező együtt horpadt, de a másiktól függetlenül. A 14. ábra mutatja a próbatest hiszterézisgörbéit. Ezek igen egyenletesnek, kedvezőnek mondhatók.

dalra kerültek. Ennek következtében a bordáknak mindkét végén, a homloklemezhez közel alakultak ki horpadások (befogási nyomaték hatására). Ezeket, valamint a deformált alakot mutatja a 15. ábra.

3.3.5 Értékelés A ciklusonként elnyelt energia értékét mutatja a 16. ábra. Látható, hogy az elnyelt energia mennyisége az első 10 ciklus alatt elenyésző a további ciklusokban tapasztalthoz képest. Megfigyelhető továbbá a 3x40-4-es és a 3x60-4-es kialakítás hasonló jellegű eredménye. A két kialakítás között lényegében csak a repedés megjelenésének ideje tett különbséget.

200

30000

merevítetlen 2x40-4

150

3x40-4 25000

3x60-4

ErĘ [kN]

50

0 -75

-60

-45

-30

-15

0

15

30

45

60

75

-50

energiadisszipáció/ciklus [J]

100

20000

15000

10000

-100

5000 -150

0

-200

0

Elmozdulás [mm]

14. ábra: 3x40-4 próbatest erő–elmozdulás görbéje

3.3.4 3x60-4 elem Ez a próbatest lényegében az előzővel megegyező módon viselkedett. A legnagyobb terhelés hatására csak lassan jelent meg benne horpadás és ez lassú degradációt okozott csak. Ugyanakkor a nyakvarrat repedése és ezzel a teherbírás jelentős csökkenése jóval hamarabb, a 70. ciklusban jelent meg. A deformációk jellege ismét megegyezett a korábbiakkal, ugyanakkor ez a merevebb bordakialakítás folytán nagyobb igénybevételt okozott a nyakvarratban, és emiatt következhetett be a tönkremenetel a vártnál hamarabb. Így tehát a monoton vizsgálatok során tapasztalt nagy alakváltozó képesség nem volt kiaknázható maradéktalanul, vélhetően a merevebb borda miatt a bordakihajlás dominánsabb volt, így a posztkritikus tartalék kevésbé jelentkezik. A gerinc globális horpadása a korábbiakkal ellentétben itt a bordák felé indult meg, vagyis a bordák a húzott ol-

10

20

30

40

50 ciklusszám

60

70

80

90

100

16. ábra. Ciklusonként elnyelt energia

A 17. ábra az összegzett elnyelt energia és a rugalmas energia arányát mutatja [19] alapján. Látható, hogy ebből a szempontból is a két legmerevebb bordázattal rendelkező kialakítás a legkedvezőbb. A gyengébb bordázattal rendelkező próbatest arányaiban kisebb energiát nyelt el, mint a bordázatlan. Az ábrán bejelöltük a nyakvarrat repedésének megjelenését. Ezt követően is képes a szerkezet energiát elnyelni, de ennek bizonytalan mértéke kétségbe vonhatóvá teszi kihasználhatóságát. Az AISC előírásai szerint [24] meghatározott CID értékre előírt követelmény minimum 200. Ez alapján megállapítható, hogy a repedések megjelenése előtt csak a 3x40-4 és 3x60-4 elemek felelnek meg ennek a kritériumnak. 600

500

varrat-repedés megjelenése

CID [-]

400

300

200 merevítetlen 2x40-4 3x40-4

100

3x60-4

0 0

15. ábra: A 3x60-4 próbatest tönkremeneteli képe

38

10

20

30

40

50 ciklusszám

60

70

80

17. ábra: Az összegzett elnyelt energia a rugalmas energia arányában


90

100

4. táblázat: Merevségcsökkenési tényező Ciklusszám

Próbatest

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

3x40-4

0,1358

0,022

0

0,0081

0,0267

0,0473

0,0663

0,0866

0,1074

0,1289

3x60-4

0,2026

0,038

0

0,0016

0,0161

0,0334

0,0542

0,071

0,0894

0,109

Az EN15129 szabvány az erő-elmozdulás görbe képlékeny szakaszának (felkeményedésnek) jellemzésére bevezeti a K2 merevséget:

0,2 0,18

merevségccsökkenési tényezĘ [-]

0,16 0,14 0,12 0,1 0,08 0,06 0,04

merevítetlen 2x40-4

0,02

3x40-4 3x60-4

0 10

12

14

16 ciklusszám

18

20

18. ábra: Merevségcsökkenési tényező

A degradáció értékelésére a szabvány bevezeti az alábbi, a K2 merevség változását jellemző mérőszámot; a próbatestekre számított értékeket a 18. ábra mutatja:

Ebben a képletben K2,i jelöli a K2 merevség i-edik ciklusban számított értékét. A 10-20 ciklusokban κ értéke nem lépheti túl a 0,1 értéket, amennyiben képlékeny csuklóként akarjuk alkalmazni a szerkezetet. Látható, hogy a merevítetlen, valamint a 2x40-4 bordával merevített próbatest igen gyorsan degradálódik, ezért ezek meg sem közelítik ezt a kritériumot. A hárombordás kialakítások azonban gyakorlati szempontból elfogadható, megfelelő viselkedést produkáltak; eredményeik részletesen a 4. táblázatban láthatók.

4 ÖSSZEFOGLALÁS Jelen cikkben egy, az acél keretszerkezetek képlékeny méretezéséhez szükséges disszipatív zónára vonatkozó innovatív szerkezeti kialakítással foglalkoztunk. A hosszbordákkal merevített gerinclemezű tartó gazdaságos megoldás lehet keretszerkezetek energiaelnyelő zónáiban való alkalmazásra, amennyiben képes kielégíteni a duktilitásra vonatkozó szükséges követelményeket. A képlékeny viselkedés előzetes vizsgálatára és prototípusok, valamint a kísérleti próbatestek tervezésére numerikus modellt építettünk. A numerikus modell segítségével három különböző hosszbordával merevített próbatest viselkedését vizsgáltuk, valamint egy referencia merevítetlen elemet is. Minden esetben monoton és ciklikus terhelést is figyelem-

be vettünk. Ezután mind a négy kialakítással végeztünk laboratóriumi kísérleteket is. Az eredmények alapján egyértelműen kijelenthető, hogy energiaelnyelés szempontjából a legkedvezőtlenebb kialakítás a merevítetlen gerinc esete, hiszen ez az első komoly terhelés során máris degradálódik. Ezt követi a 2x40-4 konfiguráció, ami a 13–14. ciklusban degradálódott jelentősen. A 3x60-4 kialakítás ezeknél jóval kedvezőbb viselkedést mutatott, a legkedvezőbb a 3x40-4 konfiguráció volt. Összességében a fenti eredmények alátámasztják azt, hogy a hosszborda segítségével kellő duktilitás érhető el. A kísérleti eredmények alapján megállapítható volt, hogy a gerincmerevítés hatása számottevően javítja a gerenda képlékeny viselkedését. A próbatestek geometriája ennek érdekében jó kiindulópontot jelent későbbi optimálás és prototípus-fejlesztés végrehajtására. A kísérletek végrehajtása előtt a valós szerkezet számos jellemzője (imperfekciók, anyagjellemzők) nem volt ismert, de a kísérleti eredmények és az elvégzett egyéb laboros mérések lehetőséget adnak a kidolgozott numerikus modell részletes verifikációjára, kalibrációjára, amely alkalmassá teszi a modellt a későbbi virtuális kísérletekben történő alkalmazásra, és így a vizsgált paramétertér kibővítésére.

5 KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS A kutatás a BME Hidak és Szerkezetek Tanszék és a Rutin Kft. együttműködésével megvalósult HighPerFrame K+F+I (GOP-1.1.1-11-2012-0568) projekthez kapcsolódóan jött létre, az Új Széchenyi Terv támogatásával. A szerzők ezúton fejezik ki köszönetüket a projekt megvalósítóinak a számukra nyújtott támogatásért. Jelen kutatás és cikk a Bolyai János Kutatási Ösztöndíj támogatásával készült.

6 IRODALOM [1] Zsarnóczay Á.: “Experimental and Numerical Investigation of Buckling Restrained Braced Frames for Eurocode Conform Design Procedure Development”, PhD dissertation, Budapest University of Technology and Economics, 2013. [2] Zsarnóczay Á., Vigh L.G.: “Capacity design procedure evaluation for buckling restrained braced frames with incremental dynamic analysis”, Proc. 15th World Conference on Earthquake Engineering (15WCEE). Lisszabon, Portugália, 2012.09.24-2012.09.28. Lisszabon: pp. 1-10. [3] Bruneau M., Uang Ch.M., Whittaker A.: “Ductile design of steel structures”, McGraw Hill, New York. 1998. [4] Ádány S., Calado L., Dunai L.: “Experimental study on the cyclic behaviour of boltedend-plate joints”, Steel and Composite Structures, 1:(1) pp. 33-50. (2001) [5] Kovács N., Calado L., Dunai L.: „Experimental and analytical studies on the cyclic behavior of end-plate joints of composite structural element”, Journal of Constructional Steel Research, 64:(2) pp. 202-213. (2008) [6] Kovács N., Calado L., Dunai L.: „Behaviour of bolted composite joints: Experimental study”, Journal of Constructional Steel Research, 60:(3-5) pp. 725-738. (2004)


39

[7] Ádány S., Dunai L.: „Finite element simulation of the cyclic behaviour of end-plate joints”, Computers and Structures, 82:(23-26) pp. 2131-2143. (2004) [8] Budaházy V., Dunai L.: “Parameter-refreshed Chaboche model for mild steel cyclic plastic behaviour”, Periodica Polytechnica – Civil Engineering, Vol 57, No 2 pp. 139– 155, 2013. [9] Zsarnóczay Á., Vigh L.G.: “Steel4 – A Versatile Uniaxial Material Model for Cyclic Nonlinear Analysis of SteelBased Elements”,Proc. OpenSees Days Portugal 2014: Workshop on Multi-Hazard Analysis of Structures using OpenSees. Porto, Portugália, 2014.07.03-2014.07.04. Porto: pp. 11-14. [10] Akbas G., Chancellor N.B., Ricles J.M., Sause R., Tahmasebi E., Joó A.L.: “Evaluation of Performance-Based Design Methodology for Steel Self-Centering Braced Frame”, Proc. Seventh International Conference on the Behaviour of Steel Structures in Seismic Areas (STESSA 2012). Santiago, Chile, 2012.01.09-2012.01.11. Santiago: Paper S06b-2. [11] Tahmasebi E., Chancellor N.B., Ricles J.M., Sause R., Akbas G., Joó A.L.: “Collapse Performance of Steel Self-Centering Braced Frame Systems”, Proc. Seventh International Conference on the Behaviour of Steel Structures in Seismic Areas (STESSA 2012). Santiago, Chile, 2012.01.09-2012.01.11. Santiago: Paper S06b-3. [12] Dunai L., Papp Z.: “Nagy teljesítményű acélszerkezeti rendszer – A HighPerFrame kutatás-fejlesztési projekt”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 3–5. [13] Vigh L.G.: “Virtual and real test based analysis and design of non-conventional thin-walled metal structures”, PhD disszertáció, BME, Budapest. 128 p.2006. [14] Horváth L., Kövesdi B.: “Innovatív módszerek és megoldások acélcsarnokok tűzvédelmi tervezésében”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 13–20. [15] Simon J.,Kemenczés A., Vigh L.G.: „Optimal stiffener geomatry of stiffened plates: Non-linear analysis of plates

40

[16]

[17]

[18]

[19] [20] [21]

[22]

[23]

[24]

[25]

stiffened with flat bars under uniaxial compression”, Proc. 7th European Conference on Steel and Composite Structures, Eurosteel 2014. Napoli, Olaszország, 2014.09.10-2014.09.12. Napoli: ECCS, 2014. Paper Paper 421. 6 p. Oszvald K., Kollár D., Szilágyi P., Kövesdi B.: „Innovatív, végeselem módszeren alapuló méretezési eljárások alkalmazási lehetőségei acél keretszerkezetek tervezésében”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 50–59. Budaházy V., Rózsás Á., Mayer R., Vigh L.G.: „Acél- és öszvérszerkezeti elemek ciklikus viselkedésének kísérleti vizsgálata. MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 21–31. Balogh T., Vigh L.G.: “Változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek optimális tervezése szeizmikus hatásokra”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 95–106. EN 15129:2010 Anti-seismic devices, CEN, Brussels (2010) ANSYS Structural Analysis Guide, Online Documentation – ANSYS Inc. (2011) EN 1993-1-5:2007 Eurocode 3 –Design of steel structures – Part 1-5: Plated structural elements, CEN, Brussels (2007) Balogh Á.: “Hosszbordákkal merevített acéllemezes szerkezeti elemek statikus vizsgálata”, MSc diplomamunka, BME Hidak és Szerkezetek Tanszék (2013) European Convention for Constructional Steelwork – Recommended Testing Procedure for Assessing the Behavior of Structural Steel Elements under Cyclic Loads (1986) ANSI/AISC 341-05 Seismic Provisions for Structural Steel Buildings. American Institute of Steel Construction (AISC); 2005. Bartal M.: “Hosszbordákkal merevített acéllemezes szerkezeti elemek statikus és ciklikus vizsgálata”, MSc diplomamunka, BME Hidak és Szerkezetek Tanszék (2015)


Kollár Dénes egyetemi hallgató Németh Dávid egyetemi hallgató BME Építőmérnöki Kar Dr. Kövesdi Balázs egyetemi docens BME Hidak és Szerkezetek Tanszék

HEGESZTÉSTECHNOLÓGIAI FOLYAMAT SZIMULÁCIÓJA ÉS FIGYELEMBEVÉTELE AZ ACÉLSZERKEZETI MÉRETEZÉSI ELJÁRÁSOKBAN NUMERICAL SIMULATION OF WELDING PROCESS AND APPLICATION POSSIBILITIES IN THE DESIGN OF STEEL STRUCTURES A cikk áttekintést ad a nagy teljesítményű acélszerkezeti rendszer fejlesztésére irányuló K+F+I projekt keretében a hegesztésszimuláció témájában végrehajtott kutatási programról. Mivel az építőmérnöki gyakorlatban a hegesztési eljárás modellezése nem bevett gyakorlat és igen kisszámú korábbi tapasztalat áll e téren rendelkezésünkre, ezért a kutatást egy átfogó irodalomkutatással kezdtük. A vizsgálataink során először egy olyan egyszerű modellt vizsgáltunk, melyen a hegesztési eljárás menete, technikája jól bemutatható, az eredmények könnyen ellenőrizhetők, verifikálhatók. A kutatási programban kidolgoztunk egy pontosított hegesztési hőforrásmodellt, mely képes követni a különböző hegesztési paraméterek beállításait, ezáltal képes különböző hegesztési eljárások modellezésére. Továbbá kidolgoztunk egy olyan anyagmodellt, mely képes a hőmérséklet hatására bekövetkező anyagszerkezeti átalakulások követésére, a hőmérsékletnek a termikus és mechanikai anyagjellemzőket befolyásoló hatásának figyelembevételére. A kidolgozott numerikus modell képes követni a hegesztési folyamat során a lemezekben keletkező termomechanikai folyamatokat és képes meghatározni a hegesztés hatására keletkező maradó alakváltozások és sajátfeszültségek nagyságát. Végül bemutatjuk egy hegesztett zárt szelvény példáján keresztül, hogy milyen lehetőségeket ad a gyártástechnológia figyelembevétele a statikai méretezésben. Ismertetjük a számítási eljárás menetét, valamint az ebből a célból kidolgozott numerikus modellt.

The paper gives an outline on a complex research program with the aim to simulate the welding procedure using finite element models and to consider the residual deformations and residual stresses in the design of steel structures. The executed research program is part of an R&D project on a high performace steel structural systems. Thus the simulation of the welding process is not a commonly applied modeling thechnic in the civil engineering praxis, and we had a limited previous experiences on this research field, a detailed literature review is executed in this subject. At the beginning of our investigations a simple model is developed to demonstrate the steps of the welding simulation and to validate the developed numerical model. A special heat source function is developed to be able to model different welding processes with different input parameters. An advanced material model is applied to be able to model the temperature dependent mechanical properties of the steel due to the temperature dependent microstructural changes. Coupled numerical models are developed to simulate the heat transfer during welding using thermomechanical analysis and to determine the residual stresses by mechanical analysis. Finally the consideration possibility of the manufacturing process is introduced in the FEM based design method of steel structures in the current paper.

CÉLKITŰZÉS ÉS KUTATÁSI STRATÉGIA

és szereléstechnológiai sajátosságok méretezési eljárásában való figyelembevételénél a megoldási stratégiánk a következő. A célunk olyan numerikus modellek kidolgozása, melyek képesek követni a gyártástechnológia hatását a szerkezeti elemek és csomópontok viselkedésére. Ennek két része van. Az első a hegesztés szimulációja, a gyártási deformációk és sajátfeszültségek meghatározása. Mivel korábban igen kevés ilyen típusú vizsgálat és numerikus modell született a témában Magyarországon, de nemzetközi viszonylatban is újszerű a téma, egy átfogó irodalomkutatás-

A cikkben bemutatott numerikus vizsgálatok célja a gyártástechnológiai sajátosságok figyelembevétele az acélszerkezetek méretezési eljárásában. Mivel a jelenleg épülő csarnokszerkezeteink legnagyobb része hegesztett elemekből készül, melyeket egymáshoz csavarozott kapcsolattal illesztenek, a numerikus szimulációban nagy hangsúlyt fektetünk a hegesztési eljárás modellezésére, a gyártási deformációk és sajátfeszültségek meghatározására. A gyártás-


41

sal és szakirodalmi áttekintéssel kezdtük a vizsgálatainkat. Az irodalomkutatás kitért a hegesztési sajátosságokra, azoknak a gyártási deformációra és sajátfeszültségre gyakorolt hatására, valamint ezeknek a numerikus modellben való figyelembevételi lehetőségeire. Az irodalomkutatás után kidolgoztunk egy egyszerű modellt, melyen bemutatjuk a hegesztési eljárás modellezését, valamint verifikációját. A numerikus modellben olyan hőforrásmodellt dolgoztunk ki, mely képes figyelembe venni a különböző hegesztési paramétereket (áramerősség, feszültség, hegesztés hatásfoka, sebessége stb.), így képes különböző hegesztési eljárások alkalmazására, modellezésére. A projekt keretében kidolgoztunk egy olyan anyagmodellt mely képes követni az acél mechanikai tulajdonságainak hőmérsékletfüggő viselkedését, valamint figyelembe veszi az anyagszerkezeti átalakulások hatását a mechanikai jellemzőkre. A hőforrásmodell és az anyagmodell kidolgozása után megvizsgáltuk, hogy hegesztett zárt szelvények esetén milyen hatással vannak a gyártási deformációk és sajátfeszültségek egy tisztán nyomott szerkezet nyomási teherbírására. Összehasonlítottuk az Eurocode alapú kézi számítás által, valamint az ún. helyettesítő geometriai imperfekcióval numerikus modellen meghatározott teherbírások értékét a tényleges gyártástechnológiát figyelembe vevő modell teherbírásával különböző lemezkarcsúságú szelvények esetén és bemutatjuk a gyártástechnológia teherbírást befolyásoló hatását és ennek a méretezésben való figyelembevételi lehetőségeit. A hegesztés szimulációját Ansys 14.5 [1] végeselemes programcsomag alkalmazásával végeztük el. A BME Hidak és Szerkezetek tanszékén korábban folytak hasonló témájú kutatások [12], [13], [14], melyek kiindulásként szolgáltak a jelen kutatási irányok megfogalmazásában és a numerikus szimulációs eljárás kidolgozásában.

NUMERIKUS MODELLEZÉSI KÉRDÉSEK Fázisátalakulás figyelembevétele A hegesztési eljárás közben az acélanyag jelentős hőmérséklet-változáson (felmelegedésen és lehűlésen) megy keresztül, ami közben az anyag szövetszerkezete, struktúrája megváltozik, ami magával vonja a mechanikai jellemzők változását is. Ezért elengedhetetlen a hegesztésszimuláció során a modellekben figyelembe venni a felmelegedés és hűlés során lejátszódó fázisátalakulásokat. Hegesztési eljárás szimulálására specializálódott szoftverek is (pl. SYSWELD [2]) figyelembe vesznek különböző anyagszerkezeti fázisokat, melyekhez különböző mechanikai anyagjellemzők párosulnak: 1. ferrit (magában foglalja a perlit és cementit fázist), 2. bénit, 3. martenzit, 4. hozanyag, 5. edzett bénit és martenzit, 6. ausztenit. Mivel az első öt fázis termikus anyagjellemzői azonosak, így csak a ferrit és ausztenit közötti fázisátalakulást kell vizsgálni az alapanyag és a hozanyag esetén. Az 1., 2., 3. és 5. fázis egymáshoz viszonyított térfogati aránya nem fontos a termikus vizsgálatnál, hiszen a térfogati arány szerinti súlyozás során azt kapnánk, hogy egyszeres súllyal kell figyelembe venni az ezekhez tartozó anyagtulajdonságokat.

42

1. ábra: Alapanyaghoz (felül) és varratanyaghoz (alul) tartozó ausztenitarány–hőmérséklet görbék különböző melegítési ráták [°C/s] mellett.

Az átmenet a két fázis között lineárisnak tekinthető [3]. Ezt jól mutatja az alapanyaghoz és a varratanyaghoz tartozó ausztenitarány–hőmérséklet görbéje is (1. ábra). Ezek alapján belátható, hogy a jelenséghez kapcsolódó kezdeti és véghőmérséklet függ a melegítés sebességétől. A diagramokon feltüntetett értékek a melegítési rátát jelzik. A melegítés természetesen a varrat környezetében hevesebb, de az is megállapítható, hogy csak igen extrém esetben kell a lineáristól eltérő fázisátalakulási görbét figyelembe venni. Ekkor a probléma a modell többszöri futtatásával, iterációval küszöbölhető ki. Az egyes fázisok mechanikai jellemzői nagyon eltérőek, emiatt itt már jelentősége van a lehűlési diagramoknak (CCT: Continuous Coolig Transformation). Különböző intenzitású lehűlési görbéket, illetve fázisarányokat mutat be a 2. ábra. Megfigyelhető, hogy minél gyorsabb a lehűlés, annál martenzitesebb, illetve minél lassabb a lehűlés, annál ferritesebb a visszahűlt anyag. A ferrit- és bénitképződés diffúzió alapú fázisátalakulás, vagyis az anyagon belül van anyagáramlás. Ezt a jelenséget a Leblond-modell írja le [4]:


(1)

A fázisarányok összegének természetesen minden állapotban egynek kell lennie. A széntartalom függvényében a hűlés során számolni kell a visszamaradó ausztenittel is. S355J2G3 esetén ez 1%, ha megvizsgáljuk a CCT diagramot, akkor láthatjuk, hogy bármelyik lehűlési görbét is választjuk, mindenhol 99% a ferrit, bénit és martenzit fázisösszege. Ez pontosan a visszamaradó ausztenitnek köszönhető [6].

800

Ferrit

700

38 99

Hõmérséklet [°C]

600

Bénit 500 45 55 59

75 85

90

91

57

400

(4) Martenzit

300

4 14

200

9

ahol:

8

24 54 44

100

40

99

0 0 10

1

2

10 log10(Idõ) [s]

10

P t. T T Peq τ

– fázisarány [-] – idő [s] – melegítési vagy hűlési ráta, mely a t8/5 értéken alapul [°C/s] – hőmérséklet [°C] – fázisarány fázisegyensúlynál [-] – késleltetési idő [s]

(5)

Ez az egyenlet alkalmazható mind melegítés, mind hűlés esetében a diffúzió alapú fázisátalakulásoknál. Az előzőekkel szemben a martenzitképződésnél nem beszélhetünk anyagáramlásról. A jelenség független az időtől, a hőmérsékletfüggő viselkedést a Koistinen–Marburgertörvény írja le [5]: (2) ahol:

Hőforrások felvétele A hegesztési folyamat modellezése során egy komplex termomechanikus problémát kell megoldani. A termikus analízis egyik legfontosabb peremfeltétele a hőforrásmodell helyes felvétele. A hőforrásnál lévő, időegységre eső hőmennyiség a következőképpen definiálható:

2. ábra: CCT diagram S355J2G3 jelű szerkezeti acélhoz

ahol:

Pi – fázisarány [-] Pra – hűlés során visszamaradó ausztenit fázisaránya [-] i – i-edik fázis

P – fázisarány [-] T – hőmérséklet [°C] Ms – martenzitképződés kezdeti hőmérséklete [°C] b – anyagminőségtől függő tényező, értéke 0.01428[3] S355J2G3esetén [-]

A térfogatarányok ismeretében az anyagtulajdonságok a fázisarányokkal súlyozva szuperponálhatók[5]:

ahol η a hőforrás hatásfoka, U a feszültség, I pedig az áramerősség. A hatásfokra vonatkozó értékek technológiai, geometriai, pozíciófüggőség stb. miatt nagy szórással rendelkezhetnek, mely bemenő paraméter a számításainkban. A kutatási programban a következő hőforrásmodellek alkalmazhatóságát vizsgáltuk meg. 3D Gauss-eloszlású kúp alakú hőforrásmodell Ez a hőforrásmodell főleg mély beolvadású varratok esetén alkalmazható, ahol a fúziós zóna alakja eltér az ellipszoidtól. Ez a gyakorlatban elsősorban elektronnyaláb jellegű hőforrásnál fordul elő, ekkor egy kúp alakú, háromdimenziós hőforrást célszerű alkalmazni a vizsgálatok során. Ezt a hőforrásmodellt sugárirányban Gauss-eloszlás, függőleges értelemben lineáris eloszlás jellemzi. A függvény az acéllemez felső síkján veszi fel a maximumértékét, a lemez alsó síkján a minimális értékét. A hőforrás tengelyében a térfogategységre eső hőmennyiség konstansnak veendő fel ezen modell alapján. A hőforrást az alábbi egyenlet írja le:

(3) ahol:

Pi T X i

–fázisarány [-] – hőmérséklet [°C] – anyagtulajdonság – i-edik fázis

(6) ahol r0(z) a hőforrás z magassághoz tartozó átmérőjét, míg r a sugárirányú koordinátát jelöli, Q0 pedig az energiasűrűség maximális értékét jelenti, értéke a szimuláció során kalibrálandó [7].

3. ábra: 3D Gauss-eloszlású kúp alakú hőforrás paraméterei [7]; az energiasűrűség eloszlása egy adott vízszintes metszetre nézve (Z fix koordináta) és a hőforrás felülnézete


43

A Gauss-féle kúp alakú hőforrás (3. ábra) magassága H= ze – zi, ahol ze a felső, zi az alsó sík z koordinátáját jelenti. Ehhez hasonló indexeléssel adhatjuk meg a hőforráshoz tartozó sugarakat a két síkban: jelölje re a felső, ri az alsó síkhoz tartozó sugarat. Ezeket felhasználva, r0(z) felírható egyszerűbb formában: (7) Goldak-féle dupla ellipszoid hőforrás A második vizsgált hőforrásmodell a Goldak-féle dupla ellipszoid hőforrásmodell, melyet a 4. ábrán mutatunk be. A dupla-ellipszoid geometria egyik sajátossága, hogy könnyen alkalmazható a kis behatolási mélységű ívhegesztés és a mélyebb behatolású lézersugaras hegesztési technológiákhoz is. A hőáram Gauss-eloszlású a hossztengely mentén ebben a hőforrásmodellben. A hőforrást leíró függvény első fele egy körnegyede egy ellipszoid-forrásnak, míg a hátsó fele egy másik ellipszoid-forrás körnegyede. Négy paraméter definiál egy ellipszoidot, melyet fizikailag a megolvadt zóna méretei adnak meg. Az olvadt zóna keresztmetszete, valamint a hőforrás paraméterei kísérletekből határozhatók meg. Első közelítésként Goldak azt javasolta, hogy a hőforrás előtti távolságot a hegesztési varrat szélességi méretének felére, míg a forrás mögötti távolságot ennek a kétszeresére [8] érdemes felvenni. A hőforrásmodellben az első és hátulsó ellipszoid súlyozási hányadát ff és fr jelöli, amelyekre igaznak kell lennie az

és az

egyenleteknek.

Az ellipszoidon belüli energiasűrűséget q jelöli W/m3-ben. Ezenkívül további paraméter a, b és c tényezők, amelyek az ellipszoid féltengelyeit jelölik az x, y, z tengellyel párhuzamosan (4. ábra). Ezek alapján az energiasűrűség az elülső körnegyedben a következőképpen adható meg: (8) a hátulsó körnegyedben pedig: (9) A fenti egyenletekben Q a hőforrásnál lévő hőmennyiség. Az a és b paraméterek függetlenek, hogy az ívet pontosan lehessen modellezni. A cr paraméter a cf paraméter duplája: ez a peremfeltétele annak, hogy az elülső és hátulsó ellipszoidhoz tartozó energiasűrűség-függvények folytonosak legyenek z=0-ban.

Mivel korábbi szakirodalmi vizsgálatok és numerikus szimulációs tapasztalatok [12], [13], [14] azt mutatták, hogy a Goldak-féle dupla ellipszoid hőforrásmodell megfelelően pontos eredményt ad építőmérnöki típusszerkezetek hegesztése során, további vizsgálatainkban ezt a hőforrásmodellt alkalmaztuk. Fontos megemlíteni, hogy más típusú hőforrásmodellek is léteznek, valamint érdekes alkalmazást mutat be a hegesztésszimulációra [16] és [17].

Anyagjellemzők megadása A hőterjedési és a szerkezeti analízis esetén különböző anyagjellemzők társulnak a modellhez. Felvételük többféle módon is történhet. Első esetben felvehetjük az anyagjellemzőket az EN 1993-1-2:2005 [9] szabvány alapján. Az EC3 csak 2 és 50 K/min közötti hőmérsékletváltozás esetén ad ajánlást az acél mechanikai tulajdonságainak változására, amit a hegesztési eljárás közben a varrat környezetében az alapanyag meghalad. Az említett szabvány alapvetően tűztervezéshez alkalmazandó, azonban több cikket is találhatunk a nemzetközi szakirodalomban, ahol ezeket az anyagjellemzőket alkalmazták hegesztésszimulációhoz is, és a tapasztalatok szerint az eredmények kielégítő pontosságúak. Szakirodalomból vett anyagjellemzők ugyancsak alkalmazhatók, azonban a legpontosabb megoldásokat tipikusan hegesztésre specializált szoftvereknél alkalmazott anyagjellemzőkkel érhetjük el. Ilyen szoftver például a már korábban említett Sysweld. A korábban bemutatott fázisok, illetve ezek fizikai jellemzői szolgáltatják ez esetben az anyagmodellek alapját. A hőterjedési és a mechanikai analízis részeiben különböző anyagjellemzők társulnak a modellhez. A termikus analízishez a következő anyagjellemzők definiálására van szükség: sűrűség és fajhő (vagy fajlagos entalpia bevezetése), hővezetés, konvekció. Mivel a fajhő igen nagy mértékben változhat a hőmérséklet függvényében, emiatt a numerikus számítások során konvergenciaproblémákba ütközhetünk. A konvergenciaproblémák megoldására jó megoldásnak tűnik a fajlagos entalpia alkalmazása. A fajlagos entalpiát általánosságban a (10) egyenlettel írhatjuk le. Ebben az esetben mind a sűrűség, mind a fajhő hőmérsékletfüggő természetét figyelembe tudjuk venni. A ρ · c érték a fajlagos hőkapacitásnak felel meg. (10) Mechanikai analízis során a következő anyagjellemzőket kell megadni: termikus alakváltozás, Poisson-tényező, rugalmassági modulus, feszültség és alakváltozás kapcsolata. A lineáris hőtágulási együttható helyett a termikus alakvál-

4. ábra: Goldak-féle dupla ellipszoid hőforrás paraméterei [17]; az energiasűrűség eloszlása egy adott vízszintes metszetre nézve (Y fix koordináta) és a hőforrás felülnézete

44


tozást kell megadni, mely az adott hőmérsékletre jellemző érték. A hőtágulási együttható is függ a hőmérséklettől, maga a termikus alakváltozás leírható az (11) egyenlettel, ahol α a hőtágulási együtthatót, Tref pedig az adott anyag referencia-hőmérsékletét jelöli. A referencia hőmérséklet az a hőmérséklet, ahol az anyag éppen termikus alakváltozás mentes. EC szerint a mechanikai anyagjellemzők hőmérsékletfüggése a redukciós tényezők segítségével adható meg. A rugalmassági modulus és a folyáshatár ismeretében a kívánt hőmérsékletfüggő modellek meghatározhatók. Ez a megoldás elsősorban egyszerűsége miatt lehet kedvező számunkra, másodsorban pedig azért, mert nagy szilárdságú acélok esetén szinte lehetetlen kidolgozott, fejlett, hegesztésszimulációhoz optimalizált anyagjellemzőket találni a szakirodalomban.

’Birth and death’ módszer

5. ábra: Alkalmazott geometria és hálófelosztás

Mivel a nemzetközi szakirodalom ívhegesztés esetén a Goldak-féle dupla ellipszoid hőforrást javasolja alkalmazni, így vizsgálataink során ezt a hőbeviteli modellt alkalmaztuk. Ezzel szemben SYSWELD-ben egy lefutásában eltérő függvény került beépítésre. A két hőforrásmodellt a 6. ábra mutatja be.

Általános esetben kijelenthető, hogy amennyiben az anyag teljes mértékben megolvadt, akkor nem teherbíró, emiatt ezt a hőmérsékletet a szakirodalom ZST-nek (zero strength temperature) nevezi [7]. A hegesztés numerikus szimulációja során azonban szembesülnünk kell azzal is, hogy már ennél kisebb hőmérsékleten sem rendelkezik merevséggel az anyag. Célszerű az 1200–1300 °C feletti feszültségtörténetet törölni, ezzel kiküszöböljük a magas hőmérsékleti tartományba eső mechanikai jellemzők megadását, valamint csökkenthetőek a numerikus problémák a túlságosan kis merevségű elemek miatt. A varratanyag, illetve a megolvadt elemek aktiválása, illetve inaktívvá tétele Ansys környezetben az EALIVE és EKILL parancsokkal történik. A túl magas hőmérsékletű elemek deaktiválódnak a modellben, amint hőmérsékletük a kívánt hőmérséklet alá hűl, feszültség- és nyúlásmentes állapotban ’születnek meg’. Ezt a feltételt kiegészítve, a hőforrás mozgását lekövetve történik a varratelemek aktiválása.

A NUMERIKUS SZIMULÁCIÓ EREDMÉNYEI Termikus eredmények verifikációja – SYSWELD A termikus analízist, illetve a kidolgozott numerikus modellt Sysweld programban kidolgozott modellen meghatározott eredményekkel történő összehasonítással verifikáltuk. Ebben a pontban bemutatjuk a termikus analízis verifikációjának menetét és a numerikus modellünk eredményeinek a Sysweld célszoftver eredményeivel való összehasonlítását. A termikus analízishez SOLID70 elemtípust alkalmaztunk. Ez egy 8 csomópontú térfogatelem, minden csomópontjában egy hőmérsékleti szabadságfokkal. Összehasonlítottuk a fázisátalakulással is számoló modelleket. Ehhez 1.5 mm/s-os hegesztési sebességet, 60 A áramerősséget, 20 V feszültséget és 0,87 értékű hatásfokot feltételeztünk. Az alkalmazott dupla ellipszoid hőforrás paraméterei Goldak-féle jelöléssel a következők voltak: a = 5 mm, b = 5 mm, cf = 3,33 mm, cr = 6,67 mm. A két összehegesztett 50 mm x 50 mm-es 4 mm vastag lemez alkalmazott hálófelosztását és a vizsgált kontroll csomópontokat az 5. ábra mutatja be. A lemezek között kezdeti állapotban 2 mm hézag van, felül az éllemunkálás miatt a varratot 6 mm szélesnek tételeztük fel. Az időlépcsők pontosan megegyeztek a két szoftverben alkalmazott modellek esetén.

6. ábra: Goldak-féle (felül) és SYSWELD (alul) által alkalmazott hőforrások


45

Az energiasűrűség a következőképpen adható meg a kétféle (Goldak/SYSWELD) dupla ellipszoid esetében az elülső körnegyedre. A hátulsó körnegyedre eső energiasűrűség megadása indexcserével történik ( f index: elülső ellipszoid, r index: hátulsó ellipszoid):

kus modellel meghatározott hőmérséklet-eloszlás diagram látható a 8. ábrán.

(12) (13) A két képletben Qf arra szolgál, hogy az energiasűrűség felskálázható legyen és a teljes modellre eső része megegyezzen a bevitt hőmennyiséggel. Egységnyi bevitt hőmennyiség és azonos ellipszoid paraméterek mellett mutatja a 6. ábra a két hőforrásmodellt. Megállapítható, hogy a Goldak-féle hőforrásmodell jóval meredekebb lefutású, így a csúcshőmérsékletekben is nagyobb értékek várhatóak ennek a hőforrásmodellnek az alkalmazása esetén. Azonban azt is be kell látnunk, hogy ennek a jelentősége inkább elméleti, hiszen amennyiben a magas hőmérsékletű elemek feszültségtörténetét töröljük, úgy ennek gyakorlatilag jelentéktelen a hatása. Ahogy a 7. ábrán bemutatott lehűlési görbékből is látszik, a csúcshőmérsékletektől eltekintve az Ansys, illetve a Sysweld programmal meghatározott görbék szinte teljesen fedik egymást. A görbék jelölésénél az első tag a kontroll csomópont számát, a második az alkalmazott programot, a harmadik tag pedig a hőforrás jellegét jelöli. A hőforrást jelölő tag helyén a ’Ref’ és a ’SYSWELD’ szavak a Sysweld-nél alkalmazott energiasűrűség formulára utalnak. Ezzel szemben a ’Goldak’ szó az általunk hitelesnek minősített hőforrásmodellt jelöli.

8. ábra: Hőmérsékleti mező hegesztés közben

Mechanikai analízis eredményei A mechanikai analízis során kapott legfontosabb eredményeket egy négyrétegű, négysoros varratgeometriával kialakított tompavarratos kapcsolaton keresztül mutatjuk be. Az alkalmazott geometriát, a hálófelosztást és a megtámasztási viszonyokat a 9. ábra mutatja be.

9. ábra: Alkalmazott geometria és megtámasztások

7. ábra: Lehűlési görbék fázisátalakulással számoló modellnél

A verifikáció alapján megállapíthatjuk, hogy az Ansys modellünk eredményei jól korrelálnak a referenciaként alkalmazott Sysweld modell eredményeivel. Megvizsgáltuk ezen felül a Goldak-féle dupla ellipszoid alkalmazásának hatását. A csúcshőmérsékleteknél jelentős eltérés tapasztalható, átlagosan +35–40%. Azonban azt is megfigyelhetjük, hogy egy kis időintervallumtól eltekintve a görbék megegyeznek. A 4 és 5 jelű csomópontok esetében csak nagyon kis differencia észlelhető maximum-hőmérsékletek terén, gyakorlatilag a görbék illeszkednek a referenciagörbékhez. Az összehasonlítás alapján megállapítható, hogy a termikus modell verifikációja célszoftverrel történő összehasonlítással megtörtént. Az általunk kidolgozott hőforrás-, és anyagmodell gyakorlati felhasználás szempontjából nagy pontossággal alkalmazható. Hegesztésszimuláció közben egy közbenső időpillanatban a kidolgozott numeri-

46

A két 16 mm vastag, 120 x 240 mm-es lemezt két kifutólemez fogja össze. Ezt egyrészt a merevtestszerű mozgások elkerülése miatt célszerű alkalmazni, másrészt pedig a probléma modellezése is sokkal közelebb áll a valósághoz. Több esetben alkalmaznak a lemezek összekapcsolására fűzővarratelemeket numerikus szimulációknál. Azonban az is előfordul, hogy ezeket elhagyják és csak a szükséges megtámasztásokat alkalmazzák az egyes lemezeken.

10. ábra: Függőleges elmozdulások az utolsó varratréteg kialakítása után


11. ábra: σx keresztirányú és σz hosszirányú sajátfeszültségek az utolsó varratréteg kialakítása után

A modellt 20 csomópontú elemek alkotják. Az alkalmazott anyagjellemzők Eurocode alapúak. Egy tompavarratos kapcsolatnál elsősorban a lemezsíkra merőleges elmozdulások dominánsak, mely eloszlását a 10. ábra mutatja be. Megfigyelhető a függőleges elmozdulások növekedése az idő elteltével, ahogy egyre több varratréteg került kialakításra. A hegesztésből adódó sajátfeszültség ábrák (11. ábra) jellegüket tekintve megfelelnek a szakirodalomban közölt ábráknak. Az ismert sajátdeformációk és sajátfeszültségek a programban eltárolhatók, további vizsgálatokhoz felhasználhatók. Ez elsősorban hegesztett szelvények valós teherbírásának meghatározásakor lehet fontos.

EREDMÉNYEK MÉRETEZÉSI ELJÁRÁSBAN VALÓ ALKALMAZHATÓSÁGA

A lemezek S355 acélból készültek, MAG hegesztéssel összeillesztve. A hőforrás 200 A áramerősséggel és 40 V feszültséggel, 1,5 mm/s sebességgel haladt végig. A hegesztési és hűlési folyamat varratonként 600 s. A hegesztés hatásfokát –0,87-ra vettem fel. A hőforrás paraméterei Goldak-féle jelöléssel a következők: a = 10 m, b = 10 mm, cf = 10 mm, cr = 10 mm, ff = fr = 1. A hegesztésből adódó sajátfeszültségeket és sajátdeformációkat a 12. ábra mutatja be. Az ekvivalens geometriai imperfekciókat az első sajátalak alapján lehet meghatározni, ezt az alakot mutatja be a 13. ábra. A sajátalak az EN1993-1-5 [10] szabvány ajánlása alapján olyan módon skálázandó, hogy a maximális, lemezmező síkjára merőleges imperfekció amplitúdója b/200 értéket vegyen fel. A helyettesítő geometriai imperfekció alapú virtuális szimulációval részletesen [18], [19], [20], [21] és [22] foglalkozik.

A hegesztési eljárás numerikus szimulációja lehetőséget ad egy szerkezeti elem valós teherbírásának meghatározására, amennyiben a hegesztésszimuláció után egy GMNI analízist hajtunk végre. A GMNI szimuláció által adott előnyöket és méretezési eljárásban való alkalmazását részletesen a [15] mutatja be. A gyártásból adódó tökéletlenségek megbecslésére az EN 1993-1-5 [10] ekvivalens geometriai imperfekciókat ír elő. Az imperfekt geometria ismeretében numerikus módszerrel meghatározható a hegesztett szerkezetek teherbírása. Ahhoz, hogy a szabvány által javasolt módszert össze tudjuk hasonlítani a termomechanikai analízis alapú eredményeinkkel, hegesztett zárt szelvényeket vizsgáltunk tiszta nyomásra. Azt feltételeztük, hogy a szelvény lemezeit egymáshoz egy-egy varratsorral hegesztették össze.

Hat különböző geometriát vizsgáltunk, melyekben a b/t arány 35 és 67 között változott. Ezzel mind 3., mind 4. keresztmetszeti osztályú szelvényeket is elemeztünk. Geometriai és anyagi nemlinearitás imperfekt analízist (GMNIA) hajtottunk végre mind a kétféle modellen. Az egyes erő–elmozdulás görbéket összehasonlítottuk egymással, és azt tapasztaltuk, hogy a valós imperfekciókat és sajátfeszültségeket tartalmazó modellek esetében 5–15%-os teherbírás-növekedést tapasztalunk, a helyettesítő geometriai imperfekciót alkalmazó modellek eredményeihez képest. A numerikus módszerrel számított teherbírásokat összehasonlítottuk ezenkívül az EN 1993-1-5 [10] szerint kézi módszerrel számítható teherbírásokkal. Két tipikus szelvény erő–elmozdulás diagramjának összehasonlítása látható a

12. ábra: Zárt szelvény a) sajátfeszültségei, illetve b) sajátdeformációi hegesztésből termomechanikai analízissel meghatározva [11]

13. ábra: Vizsgált zárt szelvény első sajátalakja [11]


47

14. ábrán, melyen látható, hogy a hegesztésszimulációval előállított modellek teherbírása meghaladja a helyettesítő geometriai imperfekcióval vizsgált modellek teherbírását. ͲϰϬϬϬ ͲϯϱϬϬ ͲϯϬϬϬ

ƌƅ΀ŬE΁

ͲϮϱϬϬ ͲϮϬϬϬ ͲϭϱϬϬ ͲϭϬϬϬ ͲϱϬϬ Ϭ

ϭ

Ϯ

ϯ

ϰ

ϱ

ϰ

ϱ

Ϭ

^ǌĞůǀĠŶǇǀĠŐŝĞůŵŽǌĚƵůĄƐ΀ŵŵ΁ ͲϯϱϬϬ ͲϯϬϬϬ

ƌƅ΀ŬE΁

ͲϮϱϬϬ ͲϮϬϬϬ ͲϭϱϬϬ ͲϭϬϬϬ ͲϱϬϬ Ϭ

ϭ

Ϯ

ϯ

Ϭ

^ǌĞůǀĠŶǇǀĠŐŝĞůŵŽǌĚƵůĄƐ΀ŵŵ΁

/ŵƉĞƌĨĞŬĐŝſ

A gyártási sajátosságok méretezési eljárásban való figyelembevétele témájában a hegesztési eljárás szimulációjával foglalkoztunk. Átfogó irodalomkutatást végeztünk a témában, mert építőmérnöki gyakorlatban a hegesztési eljárás modellezése nem bevett gyakorlat, és igen kisszámú korábbi tapasztalat áll e téren rendelkezésünkre. Az eddigi vizsgálatok során egy olyan egyszerű modellt vizsgáltunk, melyen a hegesztési eljárás menete, technikája jól bemutatható, az eredmények könnyen ellenőrizhetők, verifikálhatók. A kutatási programban tervezett kisléptékű próbatest hegesztésének numerikus modelljét elkészítettük és kidolgoztunk egy pontosított hegesztési hőforrás modellt, mely képes követni a különböző hegesztési paraméterek beállításait, ezáltal képes különböző hegesztési eljárások modellezésére. A kidolgozott numerikus modell képes követni a hegesztési folyamat során a lemezekben keletkező termomechanikai folyamatokat és képes meghatározni a hegesztés hatására keletkező maradó alakváltozások és sajátfeszültségek nagyságát. Továbbá kidolgoztunk egy olyan anyagmodellt, mely képes a hőmérséklet hatására bekövetkező anyagszerkezeti átalakulások követésére, a hőmérsékletnek a termikus és mechanikai anyagjellemzőket befolyásoló hatásának figyelembevételére. A kidolgozott numerikus modellen megvizsgáltuk az egyes hegesztési és geometriai paramétereknek a sajátfeszültséget és gyártási deformációkat befolyásoló hatását. Meghatároztuk azon paramétereket, melyek nagymértékben befolyásolják a hegesztés hatására bekövetkező deformációkat. Bemutattuk egy hegesztett zárt szelvény példáján keresztül, hogy milyen lehetőségeket rejt a gyártástechnológia figyelembevétele a statikai méretezésben. Ismertettük a számítási eljárás menetét, valamint az ebből a célból kidolgozott numerikus modellt. Bemutattuk, hogy különböző lemezkarcsúságok esetén milyen mértékű teherbírási tartalékot lehet kihasználni a gyártástechnológiai sajátosságokat is fegyelembe vevő numerikus modell alkalmazásával.

dĞƌŵŽͲŵĞĐŚĂŶŝŬĂ

14. ábra: Erő–elmozdulás görbék b/t=44 és b/t=67 arányú szelvényekhez [11]

A paraméter-vizsgálatból az is kiderült, hogy a b/t arány növekedésével a teherbírástöbblet is növekedett százalékos arányban mind az ekvivalens geometriai imperfekciókat, mind a termomechanikai analízis eredményeit felhasználó modell esetében. Az általunk analizált esetekben a termomechanikai analízist felhasználó modellek szolgáltatták a legmagasabb teherbírást. Azt mindenképpen meg kell említenünk, hogy ez a megállapítás nem feltétlenül érvényes minden esetben, vagyis nem általánosítható, mivel a sajátfeszültségek és geometriai imperfekciók erősen függenek a hegesztési paraméterektől. Jelen tanulmány elsősorban arra mutat példát, hogy a jelenleg alkalmazott hagyományos tervezési eljárások miként pontosíthatók, milyen módon lehet figyelembe venni a gyártási sajátosságokat. A módszer lehetőséget nyújt továbbá gyártásoptimalizálásra, mely révén a gyártási selejtek száma redukálható, a gyártási deformációk csökkenthetők, a hegesztéstechnológia fejleszthető.

48

ÖSSZEFOGLALÁS

KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS A projekt pénzügyi hátterét az Új Széchenyi Terv, Gazdaságfejlesztési Operatív Program keretén belül a Piacorientált kutatás-fejlesztési tevékenység támogatása pályázat biztosította, amelyért a szerzők köszönetüket fejezik ki.

HIVATKOZÁSOK [1] ANSYS® v14.5, Canonsburg, Pennsylvania, USA. [2] SYSWELD Visual Environment 9.5, Virtual Manufacturing, Welding and Assembly, ESI Group. [3] Wu T., Coret M., Combescure A.: „Numerical simulation of welding induced damage and residual stress of martensitic steel 15-5PH”, International Journal of Solids and Structures, Vol. 45, pp. 4973–4989, 2008. [4] Caron J., Heinze C., Schwenk C., Rethmeier M., Babu S.S., Lippold J.: „Effect of Continuous Cooling Transformation Variations on Numerical Calculation of Welding-Induced Residual Stresses”, Welding Journal, Vol. 89, pp. 151-160, 2010.


[5] Han Y.S., Lee K., Han Y.S., Chang H., Choi K., Im S.: „Finite element analysis of welding processes by way of hypoelasticity-based formulation”, Journal of Engineering Materials and Technology, Vol. 133:021003-1 – 02100313, 2011. [6] Lee M.G., Kim S.J., Han H.N., Jeong W.C.: „Implicit finite element formulations formulti-phase transformation in high carbon steel”, International Journal of Plasticity, Vol. 25, pp. 1726-1758, 2009. [7] Padmakumari T., Venkatasairam S.: „Finite element Analysis of EBW Welded Joint Using Sysweld”, International Journal of Emerging Technology and Advanced Engineering, Vol. 3(2), pp. 335-340, 2013. [8] Anca A., Cardona A., Fachinotti V.D.: „Finite element modeling of welded joints”, Mecánica Computacional, Volume XXVII, pp. 1445-1470, 2008. [9] EN 1993-1-2:2005, Eurocode 3: Design of steel structures, Part 1-2: General rules – Structural fire design [10] EN 1993-1-5:2005, Eurocode 3: Design of steel structures Part 1-5: Plated structural elements. [11] Németh D.: „Hegesztési eljárás numerikus szimulációja”, MSc diplomamunka (MSc-C-012-14/15/1), Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, Hidak és Szerkezetek Tanszék, 2014. [12] Néző J., Dunai L., Topping B.H.V.: „A mixed time integration scheme for virtual fabrication of steel plate girders”, Computers & Structures, Vol. 89:(21-22), pp. 1859-1873, 2011. [13] Néző J., Topping B.H.V., Dunai L.: „Virtual fabrication of steel steel welded plate girders”, Proc. 6th International Conference on Computational Structures Technology, Prága, Csehország, 2002.09.04-06. Stirlingshire: CivilComp Press, Paper 101. 14p, 2002. [14] Néző J., Dunai L., Topping B.H.V.: „Virtual fabrication of welded steel plate girders, Proc. 6th European Conference

[15]

[16]

[17]

[18]

[19]

[20]

[21]

[22]

on Steel and Composite Structures, Eurosteel 2011, Budapest, 2011.08.31-09.02, Brussels: ECCS, pp. 24632468, 2011. Oszvald K., Kollár D., Szilágyi P., Kövesdi B.: „Innovatív, végeselem módszeren alapuló méretezési eljárások alkalmazási lehetőségei acél keretszerkezetek tervezésében”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 50–59. Vigh L.G., Okura I.: „Fatigue behaviour of Friction Stir Welded luminium bridge deck segment”, Materials & Design, Vol. 44, pp. 119-127, 2013. Vigh L.G., St-Georges L., Kiss I.L., Fraser K.: „FSW hegesztett alumínium pályalemez – Technológia, analízis és méretezés”, Fémszerkezetek: Tervezés, Gyártás, Építés III, Vol. 1, pp. 31-35, 2014. Kövesdi B., Dunai L.: „Determination of the patch loading resistance of girders with corrugated webs using nonlinear finite element analysis”, Computers & Structures, Vol. 89 (21-22), pp. 2010-2019, 2011. Vigh L.G.: „Virtual and real test based analysis and design of non-conventional thin-walled metal structures”, PhD értekezés, BME Építőmérnöki Kar, Hidak és Szerkezetek Tanszék, 129 p., 2006. Vigh L.G., Dunai L.: „Standardized FE simulation based design – applications and experiences”, Steel – A New and Traditional Material for Building, London: Taylor & Francis Group, pp. 257-264, 2006. Jakab G., Szabó G., Dunai L.: „Imperfection sensitivity of welded eams: experiment and simulation”, Steel – A New and Traditional Materialfor Building, London: Taylor & Francis Group, pp. 173-181, 2006. Joó A., Dunai L.: „Finite element simulatio nbased design of steel frames”, Proc. of 6th European Conference on Steel and Composite Structures, Eurosteel 2011, Budapest, 2011.08.31-09.02. Brussels: ECCS, pp. 24512456, 2011.


49

Dr. Oszvald Katalin tanársegéd BME Hidak és Szerkezetek Tanszék Kollár Dénes egyetemi hallgató Szilágyi Péter egyetemi hallgató BME Építőmérnöki Kar Dr. Kövesdi Balázs egyetemi docens BME Hidak és Szerkezetek Tanszék

INNOVATÍV, VÉGESELEM MÓDSZEREN ALAPULÓ MÉRETEZÉSI ELJÁRÁSOK ALKALMAZÁSI LEHETŐSÉGEI ACÉL KERETSZERKEZETEK TERVEZÉSÉBEN APPLICATION POSSIBILITIES OF INNOVATIVE, FINITE ELEMENT METHOD BASED DESIGN FOR STEEL FRAME STRUCTURES A cikk áttekintést ad a nagy teljesítményű acélszerkezeti rendszer fejlesztésére irányuló K+F+I projekt keretében a végeselemes módszeren alapuló méretezési eljárások kidolgozása és fejlesztése témájában végrehajtott kutatási programról. A cikkben bemutatunk egy olyan numerikus modellezésen alapuló méretezési módszert, mellyel teljes csarnokszerkezetek és csomópontok ellenállása numerikus modellel nagy megbízhatósággal meghatározható, szerkezeti kialakításuk optimalizálható. Ezenkívül kidolgoztunk egy több lépcsős (több modellezési szintet tartalmazó) modellezési technikát a teljes csarnokrendszer vizsgálata céljából, mely modellel statikus vizsgálatok, tűzhatás elemzése és akár ciklikus vizsgálatok is végrehajthatók. Csavarozott homloklemezes, nyomatékbíró kapcsolatok és változó gerincmagasságú tartók kifordulásának témakörében több olyan méretezési javaslatot fogalmaztunk meg a projekt keretében, mellyel a csomóponti és a szerkezeti elem szintű méretezés gazdaságosabbá tehető, a tényleges nyomatéki ellenállás pontosabban meghatározható. Ezek a méretezési eljárás módosítási javaslatok a pontosított végeselem alapú méretezés alapú eljárás alapján lettek kidolgozva.

The paper gives an outline on a complex research with the aim to improve the FEM based design method of steel frames and to develop new structural details, or optimized solutions which are based on advanced design methods. The executed research is part of an R&D project on a high performace steel structural systems. The paper presents an advanced FEM based design method what can be used to predict the load carrying capacity of steel joints and complex frame structures with large accuracy and which can be used to optimize the structural layout of steel frames. Multi-level modeling technic is developed to investigate structural details and complex frame structures on the same model and to execute coupled analysis types which enables the design for static loads, fire and earthquake actions in the same model. Several design method improvements are developed related to the design of moment restrained steel bolted joints and the lateral torsional buckling resistance of tapered beams. All these design method improvements are developed based on the advanced numerical simulations carried out in frame of this R&D project.

BEVEZETÉS

A vizsgálatok első lokális célja a korábban a csarnoképítésben alkalmazott típusszerkezetek pontosított numerikus vizsgálata segítségével a szerkezeti viselkedés részletes elemzése, megértése és ezek alapján az egyes szerkezeti elemek/csomópontok fejlesztése, optimálása, teljesítőképességének növelése. A szerkezeti elemek és csomópontok tényleges szerkezeti viselkedésének részletes elemzése alapján célunk az Eurocode alapú, analitikus méretezési eljárások fejlesztése, pontosítása, mely alapján a szerkezet gazdaságosabban méretezhető. A numerikus szimulációk további célja a számítógéppel segített tervezés részleteinek kidolgozása, mely segítéségével az analitikus méretezési eljárásoknál kedvezőbb anyageloszlású, gazdaságosabb szerkezetek tervezhetők.

A végeselem módszeren alapuló méretezési eljárás fejlesztésének globális célja az acélszerkezetű csarnokrendszerek számítógéppel segített tervezésének és fejlesztésének elősegítése, megvalósíthatóságának és hatékonyságának növelése. A projekt keretében kitűzött globális cél három lokális alterületre összpontosít, melyek a következők: – típusszerkezetek gazdaságosabbá tétele, méretezési módszerük fejlesztése, optimálása pontosított VEM alapú méretezés alapján, – újszerű szerkezetei kialakítások kifejlesztése és vizsgálata numerikus szimulációk alapján, – gyártás- és szereléstechnológiai sajátosságok figyelembevétele a méretezési eljárásokban.

50


A numerikus szimulációk lehetőséget teremtenek újszerű szerkezeti részletek (csomópontok és szerkezeti elemek) vizsgálatára, kifejlesztésére és tervezésére. Kísérlettel verifikált numerikus modellek alkalmazásával lehetőség van a költséges laboratóriumi mérések részben, vagy teljes egészében való kiváltására, mellyel a termékfejlesztés optimálható, gazdaságosabbá tehető. Célunk olyan újszerű szerkezetei kialakítások alkalmazási lehetőségének vizsgálata, melyeket korábban hagyományos csarnoképítésben nem alkalmaztak, viszont az extrém hatásokra (földrengésés tűzteher) való tervezés során számos előnyt jelenthetnek a hagyományos szerkezeti megoldásokkal szemben. Ilyen a kihajlásbiztos merevítőrendszer alkalmazása, vagy a szerkezeti elemek és kapcsolatok alakváltozási képességének növelése hosszbordák alkalmazásával, melyek mind a tűz-, mind a földrengési hatásoknál növelhetik a szerkezet teljesítőképességét, teherbírását, élettartamát. Ezeket a vizsgálatainkat [1] mutatja be. A numerikus vizsgálatok további célja a gyártástechnológiai sajátosságok figyelembevétele a méretezési eljárásban. Mivel a jelenleg épülő csarnokszerkezeteink legnagyobb része hegesztett elemekből készül, melyeket egymáshoz csavarozott kapcsolattal illesztenek, a numerikus szimulációban nagy hangsúlyt fektetünk a hegesztési eljárás modellezésére, a gyártási deformációk és sajátfeszültségek meghatározására, azok méretezésben való felhasználási módszerére. Ezt a kutatási részt részletesen a [2] mutatja be. Továbbá célunk volt a csavarozott kapcsolatok teherbírásának meghatározása és elemzése szintén numerikus szimulációk alapján. Célunk volt olyan numerikus modellek kidolgozása, mellyel az egyes típuskapcsolatok nagy pontossággal modellezhetők, teherbírásuk meghatározható.

KUTATÁSI STRATÉGIA A típusszerkezetek gazdaságosabbá tétele, méretezési módszerük fejlesztése, optimálása témakörében a vizsgálataink célja a globális szerkezet gazdaságosabbá tétele. Ennek eléréséhez azonban a szerkezeti részletek, csomópontok és szerkezeti elemek vizsgálatán keresztül vezet az út, ezért a vizsgálatokat három különböző modellszinten hajtottuk végre, melyek a következők: – csomóponti részletek vizsgálata lokális almodellek segítségével, – szerkezeti elem szintű vizsgálatok a globális modellből kivett szegmensmodellek segítségével, – különböző szintű globális modellek kidolgozása az egyes szerkezeti elemek egymásra hatásának vizsgálata, a teljes csarnok szerkezeti viselkedésének elemzése céljából. A csomóponti részletek és szerkezeti elemek vizsgálata során olyan numerikus modelleket dolgoztunk ki, melyek alkalmasak a vizsgált tönkremeneteli módok pontos követésére. Minden esetben a numerikus modelleket korábbi saját, vagy szakirodalmi kísérleti eredményekkel verifikáltuk. A verifikált numerikus modellen paraméter-vizsgálatot hajtottunk végre az egyes geometriai jellemzők teherbírást befolyásoló hatásának elemzése céljából, majd a szerkezeti viselkedés vizsgálata és elemzése alapján pontosítottuk az Eurocode jelenleg érvényes méretezési eljárásait mind a csavarozott kapcsolatok nyomatéki teherbírásának meghatározására, mind a változó keresztmetszetű I gerendák kifordulási ellenállásának meghatározására. A pontosított méretezési eljárások alkalmazásával a számított teherbírá-

si értékek jobban követik a szerkezetek valós teherbírási szintjét. Kidolgoztunk továbbá egy olyan VEM alapú kapcsolati modellt, mely képes nagy pontossággal követni az acél homloklemezes, csavarozott kapcsolatok szerkezeti viselkedését és teherbírását. Ezzel a minden részletre kiterjedő kapcsolati modellel tetszőleges csavarelrendezésű homloklemezes kapcsolatok vizsgálhatók, teherbírásuk és kapcsolati merevségük meghatározható. A globális szerkezeti viselkedés elemzése céljából teljes csarnok szintű, pontosított 3D-s, numerikus modellt dolgoztunk ki. A modellezés hármas célt szolgált. Egyrészt a szerkezet teherbírásának és szerkezeti viselkedésének meghatározását geometriai és anyagi nemlineáris számítások (GMNIA) alapján, űn. virtuális szimuláció segítségével. Ennek céljából a numerikus modellt a [3] és [4]-ben bemutatott szerkezeten végrehajtott helyszíni mérésekkel kalibráltuk. A numerikus modellen végrehajtottuk a numerikus szimulációt és meghatároztuk a szerkezet tervezett teherbírásához képesti teherbírási tartalék nagyságát. A globális modell második célja a virtuális szimuláció alapú szerkezettervezés részleteinek kidolgozása, a tervezési irányelvek kidolgozása, a modellezési sajátosságok (modellszintek, alkalmazott csomóponti kialakítások) méretezési megbízhatóság és biztonsági szintekre gyakorolt hatásának elemzése. Ennek céljából több különböző modellszintet dolgozunk ki és hasonlítottunk össze tervezési teherbírás és tönkremeneteli mód szempontjából. A vizsgált modellszintek a következők: – egy keretállás vizsgálata héjmodell alkalmazásával, kapcsolati elemek (csavarok nélkül) és burkolati rendszer tényleges modellezése nélkül, helyettesítő megtámasztások alkalmazásával, – egy keretállás vizsgálata minden szerkezeti részletre kiterjedő, 3D-s testmodell alkalmazásával, homloklemezes csavarozott kapcsolatok pontosított modelljével, burkolati rendszer tényleges modellezése nélkül, helyettesítő megtámasztások alkalmazásával, – vizsgált keretállás modellezése minden szerkezeti részletre kiterjedő, 3D-s testmodell alkalmazásával, homloklemezes, csavarozott kapcsolatok pontosított modelljével, a szomszédos keretállások modellezése héjszerkezeti modellel, a burkolati rendszer (szelemenek és trapézlemez) héjelemekkel való modellezésével. A globális modell harmadik célja az integrált, numerikus modell alapú méretezési eljárások kidolgozása, a hagyományos statikai számítások és a tűztervezés azonos modellen való végrehajtása, integrált modellezési módszerek alkalmazása. A vizsgálatok célja ebben az esetben az, hogy tűz esetén a szerkezet tényleges teherbírását bizonyos időpontokban (esetleg hőmérsékleti szinteken) nagy pontossággal meg tudjuk határozni. Ehhez szükséges a thermomechanikai és a statikai vizsgálatok összekapcsolása, egymással párhuzamos futtatása. Az integrált méretezési módszer kidolgozásához a 3D-s testelemekkel rendelkező, numerikus modellt használunk. A vizsgálat stratégiája, hogy a szerkezet termomechanikai vizsgálata alapján minden egyes időpontban meghatározzuk a szerkezetben keletkező hőmérséklet-eloszlást és ennek a hőmérséklet-eloszlásnak a figyelembevételével, valamint a hőmérsékletfüggő anyagjellemzők alkalmazásával végrehajtjuk bizonyos időpontokban a numerikus szimulációt a szerkezet viselkedésének és teherbírásának meghatározására. Ezzel a módszerrel a tűz keletkezése után tetszőleges időpontban meg tudjuk határozni a szerkezet teherbírását, valamint kimutat-


51

hatók azok a szerkezeti elemek, melyek esetleges gyenge pontoknak bizonyulnak tűz hatására. Acélszerkezeteken végzett numerikus szimulációkkal több korábbi kutatást is folytatott a BME Hidak és Szerkezetek Tanszéke [5], [6], [7], [8], [9], [10] és [11], melyek kiindulásként szolgáltak a jelen kutatási irányok megfogalmazásában.

ALKALMAZOTT NUMERIKUS MODELLSZINTEK A numerikus modell fejlesztésének kiindulásaként szolgáló szerkezet a RUTIN Kft. egyik csarnoka, mely globális felépítését az 1. ábra mutatja be. A csarnok eredeti tervek szerint 8 keretállásból épül fel, melyek között egyenként 6 méteres a keretállás távolság. A keret fesztávja 19 méter, taréjmagassága 9,36 méter. A keret oszlopai változó gerincmagasságú hegesztett I-profilú szelvények. Az övek mérete 180-10, a gerinc kiinduló méretei a talplemeznél 280-6. A gerenda öveinek mérete 165-8, a gerinc mérete változó magasságú a homloklemezes oszlop–gerenda kapcsolattól számított 3 méter hosszon, majd a fent maradó részben a gerenda párhuzamos övű. Az oszlop és gerenda anyagminősége S355, a szelemen tartó bakok és a merevítőelemek S235 acélból készültek. Az oszlop–gerenda illetve a gerenda–gerenda kapcsolat csavarozott kapcsolatos kialakítású, melyben az alkalmazott csavarminőség 10.9. A szerkezet részletes leírását, valamint az alkalmazott burkolati rendszereket a [3] és [4] cikkek mutatják be minden részletre kiterjedően. A vizsgálataink során különválasztottuk a csomópontokon, valamint a szerkezeti elemeken és teljes szerkezeten végzett vizsgálatokat. Ennek megfelelően külön mutatjuk be a csomópont szintű és a teljes szerkezet szintű numerikus modelleket.

Csomópont szintű numerikus modellek A vizsgálataink során 4 különböző típuskapcsolatot vizsgáltunk, melyek a következők:

– csavarozott, függőleges homloklemezes oszlop–gerenda kapcsolat, – csavarozott, ferde homloklemezes oszlop–gerenda kapcsolat, – gerenda–gerenda kapcsolat (taréj csomópont), – csuklós oszloptalp kapcsolat. A kidolgozott numerikus modellek Ansys 14.5 [12] programban készültek. A modellek 3D-s térfogatelemekből állnak és minden szerkezeti részletre kiterjednek. A kidolgozott numerikus modellekről a teljesség igénye nélkül néhányat bemutatunk a 2–3. ábrákon. Az alkalmazott végeselemek az Ansys program Solid185 jelű elemei, melyek 8 csomópontú testelemek, csomópontonként 3 szabadságfokkal. Ezt az elemtípust alkalmaztuk mind a lemezek, mind az acélszelvények és a csavarok modellezésére is. Ez az elemtípus képes követni a nagy alakváltozásokat, alkalmazható lineáris és nemlineáris számítások elvégzésére, és képes követni az anyagi nemlinearitást is megfelelő anyagmodell alkalmazásával. A numerikus modellekben a csavarok és a homloklemezek között súrlódó erőt is figyelembe vevő kontaktelemeket alkalmaztunk. A kontaktelemek normálerő szempontjából csak nyomásnak állnak ellen, húzási ellenállásuk nincs. Így képesek a kapcsolatok valós szerkezeti viselkedésének követésére, az érintkező lemezek közti megtámasztások követésére, ugyanakkor a húzott zónában a homloklemezek szabadon el tudnak válni egymástól. A csavarok modellje szintén részletes, csavarszárat és csavarfejet tartalmazó modell, mely képes modellezni feszített és nem feszített csavarokat is. A gerenda–gerenda kapcsolat numerikus modelljét korábbi saját kísérletekkel verifikáltuk [13]. A modell verifikációja során meghatároztuk azt az optimális elemméretet, melylyel kielégítő pontossággal meg tudjuk határozni a csomópontok teherbírását, és a számítási idő is elfogadható hosszúságú. A numerikus modell kidolgozásánál különös gondot fordítottunk a végeselemes háló elkészítésére. Az ilyen típusú modelleknél a legnagyobb nehézséget a kvadratikus háló generálása jelenti, mely tapasztalataink szerint pontosabban követi a valós szerkezeti viselkedést, és ezáltal pontosabb eredményt ad, mint az azonos elemnagyságú tetrahedrális hálózat. Vizsgálataink során olyan

1. ábra: A teljes csarnokrendszer a vizsgált keretállással

52


2. ábra: Csavarozott oszlop–gerenda kapcsolat függőleges homloklemezzel

3. ábra: Csavarozott oszlop–gerenda kapcsolat ferde homloklemezzel

modellt dolgoztunk ki, mellyel tetszőleges geometria esetén biztosítható és kialakítható a kvadratikus végeselemes hálózat. Mivel a numerikus modellben a csavarok a homloklemezhez csak kontaktelemekkel kapcsolódnak, ezért terheletlen állapotban tulajdonképpen lebegnek a levegőben. Ennek következtében nagyon kis teherszinten a numerikus stabilság garantálása igen nehéz. Ennek megoldására mindegyik csavarnál alkalmaztuk az Ansys „WeakSprings” nevű elemét, mely egy nagyon puha rugórendszerrel megfogja a csavarokat ezáltal garantálva a numerikus stabilságot a számítás elején, kis teherszinten is.

Teljes szerkezet szintű modellek A globális szerkezeti rendszert három különböző szintű modellel vizsgáljuk a projekt keretében, melyek a következőek: • egy keretállás felületszerkezeti modellje, • egy keretállás testelemes modellje, • kapcsolt héj- és testmodell a teljes csarnokszerkezet komplex vizsgálatához. A modellezés elsődleges célja a szerkezeti viselkedés megismerése és a különböző szintű modelleken végzett vizsgálatok eredményeinek értékelése és azok egymással

való összehasonlítása. Mindhárom szintű numerikus modellt az Ansys 14.5 [12] programban készítettük. A héjmodellben az alkalmazott végeselemtípus SHELL181, mely egy négycsomópontú elem, egyenként hat szabadságfokkal. Ez az elemtípus egyaránt alkalmazható lineáris és nemlineáris számítások végrehajtásához valamint alkalmas a nagy elmozdulások és alakváltozások követésére. A vizsgálatok során lineárisan rugalmas – képlékeny, anyagmodellt alkalmaztunk, von Mises-féle folyási feltétellel és izotrop keményedéssel. A héjmodellben a teljes keret geometriája szerepel, mely teljes mértékben parametrikusan épül fel, így a későbbiek során bármilyen szerkezeti kialakítás és geometriai méret vizsgálatát lehetővé teszi. A modellezett szerkezet megegyezik a projekt keretében végrehajtott helyszíni vizsgálatoknál vizsgált szerkezet geometriájával, a modell eredményeinek verifikációja céljából. A kidolgozott héjmodell szerkezeti egységgé bővíthető, melyben több keretállás szerepel, ezenfelül a keretállások opcionálisan összeköthetők a merevítőrendszerrel és szélrácsrendszerrel. A modell tartalmazza a másodlagos teherviselő elemeket, a Z profilú szelemeneket és falváztartókat. A modellezett burkolati rendszer trapézlemez, mely beállítás függvényében egy- illetve kétoldali is lehet, a tető és fal esetében egyaránt. A globális héjmodellben a kapcsolatokat egyszerűsítve modelleztük, a csavarokat a modell nem tartalmazza. A szerkezeti részletekről két ábrát


53

4. ábra: Csomóponti kialakítás – taréjcsomópont és keretsarok

5. ábra: A testmodell csomóponti részletei

a 4. ábra mutat be. A modell tartalmaz minden, a valós szerkezetekben szokásosan alkalmazott merevítőbordát, csomó- és bekötőlemezt, ennek megfelelően a modell teljes részletességű. A testmodell a végeselemes modellek közül a legprecízebben tudja követni a szerkezet geometriáját. A kidolgozott numerikus modell ebben az esetben is a valós geometria alapján épül fel. A testmodellben alkalmazott végeselemtípus az Ansys program SOLID 186 típusú eleme, mely 20 csomópontú elem, csomópontonként három szabadságfokkal. Ez az elem képes leírni az anyagi képlékenyedést, valamint képes a nagy alakváltozások és elmozdulások követésére. A testmodellben a héjmodellhez képest a csomópontok részletesebben kerültek kidolgozásra, melyből két példát az 5. ábra mutat be. Az alkalmazott csavarkép és csavarminőség a modellben mind bemenő paraméterként lett megadva, ezzel biztosítva további egyszerű vizsgálati lehetőséget. A homloklemezek közötti kapcsolatot súrlódásos kapcsolatot figyelembe vevő kontaktelemekkel alakítottuk ki (CONTA174, TARGE170). A modell megtámasztási viszonyai megegyezőek a héjmodellben alkalmazott kényszerekkel. A burkolati rendszer alkalmazása a héjmodellben alkalmazott opciókkal megegyezik.

tára, a jelen cikkben nem mutatjuk be a teljes modell minden részletét. Az ábráról a könnyebb átláthatóság kedvéért néhány szerkezeti részletet levettünk. A modell három keretállást tartalmaz testelemekkel modellezve, a szelemenek és a trapézlemez burkolat héjelemekből készült. A 6. ábrán bemutatott numerikus modell alkalmas a termikus és a mechanikai analízis összekapcsolására is, mely eredményeként megvalósítható, hogy párhuzamosan fusson a két analízis típus és egymás eredményeit felhasználva, együtt kezelje a szerkezet teherbírási ellenőrzését a statikai, valamint a tűzszimulációval együtt.

Több keretállást és burkolati rendszert tartalmazó modell bemutatása Az egyes keretállások héj- és testmodelljeinek kidolgozása után felépítettük a teljes rendszer szintű csarnokszerkezet numerikus modelljét. Az alkalmazott elemtípusok megegyeznek az előző fejezetben bemutatottakkal, a különbség abban van, hogy három szomszédos keretállást modelleztünk és minden esetben figyelembe vettük a burkolati rendszer teherbírást befolyásoló hatását is. A numerikus modell egy jellemző nézetét a 6. ábra mutatja be. Tekintettel a modell összetettségére és parametrikus vol-

54

6. ábra: Teljes csarnok szintű numerikus modell

Alkalmazott anyagmodell A numerikus modelleken anyagi és geometriai nemlineáris analízissel határoztuk meg a csomópontok és a teljes szerkezet teherbírását, valamint csomóponti karak-


terisztikákat jellemző nyomaték–elfordulás görbéket. A csomóponti teherbírás meghatározásánál jellemzően nagy képlékeny alakváltozások keletkeznek a szerkezeten, melyek követésére lineárisan rugalmas, keményedően képlékeny anyagmodellt használtunk, izotrop keményedés figyelembevételével. A numerikus szimulációk tapasztalatai azt mutatták, hogy a képlékeny tönkremenetel modellezéséhez korlátozni szükséges az alkalmazott anyag alakváltozási képességét, valamint olyan anyagmodellt szükséges alkalmazni a csavarok esetén, melyek képesek modellezni a csavarszakadást. Mivel a végeselemes modellekben tényleges szakadás nehezen megoldható, ezért a csavarszakadás modellezését anyagmodell szintjén oldottuk meg. A csavarszakadás modellezésére és a képlékeny alakváltozások korlátozására két eltérő anyagmodellt alkalmaztunk, de a megoldás elve mindkettőnél azonos, ezért együtt mutatjuk be őket. Mindkét anyagmodell esetén a szakítószilárdság elérése után egy károsodási anyagmodellt aktiválunk, mely figyelembe veszi azt, hogy azok az elemek, melyek alakváltozása elérte a szakítószilárdsághoz tartozó nyúlásértéket, csak korlátozott teherviselésre képesek. Az alkalmazott anyagmodelleket mind a csavar, mind a szerkezeti acél esetén saját, korábbi laboratóriumi kísérletek alapján verifikáltuk. Ezenkívül a megadott anyagmodellben valós feszültségeket használtunk a mérnöki feszültségek helyett. A numerikus modellekben különböző típusú károsodási anyagmodelleket lehet megadni. A jelen vizsgálatokban két különböző anyagmodellt alkalmaztunk és hasonlítottunk össze a vizsgált csomópontok esetén. Az egyik modell az ún. “cumulative damage model”, a másik a “softening algorithm”. A károsodási anyagmodellek működési elvét a 7. ábra mutatja be.

tén automatikusan csökken a folyáshatár értéke, de egy ún. “lágyulás” figyelembevételével. Ennek a lágyulásnak a mértéke, meredeksége tetszőlegesen megadható, amivel a numerikus problémák orvosolhatók és a tönkremeneteli folyamat valósághűen követhető. Több csomóponti modellen elvégeztük a számításokat mindkét anyagmodell alkalmazásával. A tapasztalatunk az volt, hogy szerkezeti viselkedésben és teherbírásban nincs számottevő különbség a két károsodási anyagmodell között, mivel a kapcsolat teherbírása megszűnik, amint az első, legjobban deformálódott elem eléri a “failure limit point”-ot, és folyáshatára (teherbírása) lecsökken. Ez minden esetben a teljes kapcsolat tönkremenetelét is okozta, mind a csavarszakadással, mind a képlékeny lemez deformációjával tönkrement kapcsolatok esetén. Mivel a 2-es károsodási anyagmodell numerikusan stabilabb volt, ezért a további számításainkban ezt alkalmaztuk. A numerikus modellben alkalmazott csavarmodellt valós kísérletek eredményeihez kalibráltuk. A csavarszakadási tönkremenetel és az ezzel egyidejű feszültségábra az 9. ábrán látható. Az ábrán látható, hogy a csavarszár közepén kialakuló húzófeszültség lényegesen kisebb a csavarszár többi részén kialakult feszültséghez képest, ami jól szemlélteti a szakadási tönkremenetelt. Hangsúlyozzuk, hogy a csavar végeselemes hálózata folytonos maradt, ténylegesen nem válnak el a csomópontok, nem szakad el a csavar, a tönkremenetel anyagmodell szinten van követve és modellezve.

a) elmozdulás [mm]

b) összehasonlító feszültség [MPa]

8. ábra: Csavar tönkremenetel modellje

CSOMÓPONTI MODELLEKEN VÉGREHAJTOTT VIZSGÁLATOK

7. ábra: Károsodási anyagmodell elvi bemutatása

Az első károsodási anyagmodell működési elvét a 7. ábrán kék vonal mutatja. Az ún. “failure limit point”ot, ahol egy elem tönkremenetele bekövetkezik, a szakítószilárdsághoz tartozó alakváltozás értéknél definiáltuk. Ez csavarok esetén ~8%, acéllemez esetén ~15% (biztonság javára közelítve). A károsodási anyagmodell lényege, hogy azon elemeknek, melyeknél az alakváltozás ezt az értéket átlépi, a folyáshatárát a program automatikusan csökkenti egy előre megadott feszültségszintre. Az előre megadott feszültségszint 0 MPa is lehet, ebben az esetben azt az elemet a program teljes egészében figyelmen kívül hagyja. Ezt az anyagmodellt, elsősorban lineáris számításoknál és fáradásvizsgálatnál, a repedések modellezésére célszerű használni, mivel a folyáshatár változása hirtelen, ezért numerikus problémák léphetnek fel. A második károsodási anyagmodell elvi alapjait a 7. ábrán a piros vonal mutatja. Ennél az anyagmodellnél a “failure limit point” után szin-

A csomóponti modelleken végrehajtott vizsgálatok célja a csavarozott homloklemezes kapcsolatok teherbírásának meghatározása, a numerikus szimulációval meghatározott teherbírás értékének összehasonlítása az EN1993-1-8 [14] alapján számított értékekkel, valamint a szerkezeti viselkedés és a csavarsori erőeloszlás elemzése alapján pontosított méretezési eljárások kidolgozása. A kutatás első lépéseként megbizonyosodtunk arról, hogy a kidolgozott csomóponti modellek a csomópont valós szerkezeti viselkedése szerint működnek, és a numerikus modellel számított teherbírás összhangban van a korábbi kísérletekben tapasztalt értékekkel. Ezzel verifikáltuk a numerikus modellt, és igazoltuk, hogy alkalmas a csomóponti teherbírás és nyomaték–elfordulás karakterisztika meghatározására. Ennek megfelelően egy olyan numerikus modellt dolgoztunk ki, mellyel tetszőleges geometriájú, csavarozott homloklemezes kapcsolat szerkezeti viselkedése és teherbírása meghatározható. Ezzel a numerikus modellel laboratóriumi kísérletek részben kiválthatók, a szabványos mértezési eljárással meghatározott teherbírásértékek pontosíthatók. Az EN1993-1-8 [14] csavarozott, nyomatékbíró homloklemezes kapcsolatra vonatkozó teherbírási modell az ún. komponensmodellen alapszik. A jelen vizsgálatainkban


55

három különböző komponens ellenállását vizsgáltuk, valamint ezeknek a komponenseknek a teljes kapcsolat nyomatéki teherbírására vonatkozó hatását elemeztük. Az első vizsgált komponens a „gerendaöv és gerinc nyomási ellenállása”. Az EN1993-1-8 [14] alapján az öv és gerinc nyomási ellenállása meghatározható a szelvény nyomatéki ellenállásának és az övek súlyponti távolságának a hányadosával, abban az esetben, ha a gerenda teljes magassága a kiékeléssel együtt kisebb, mint 600 mm. Abban az esetben, ha a teljes gerenda magassága nagyobb, mint 600 mm, a gerinc hozzájárulása a számított nyomási teherbírás értékéhez nem lehet nagyobb 20%-nál. A 600 mm magasság feletti limitáció azt jelenti, hogy a gerinclemez jelentős része nem vehető figyelembe az öv és gerinc nyomási ellenállásának meghatározásánál magas gerincmagasságú szelvények esetén. A mai csarnoképítési gyakorlatban egyre elterjedtebb a nagy gerincmagasságú, esetleg kiékelt keretsarok-kapcsolatok alkalmazása, melyek esetén ennek a komponens ellenállásnak a limitációja szabvány szerint alkalmazandó. Mivel a szakirodalomban nem találtunk ennek a limitációnak indoklására vonatkozó kísérleti, illetve kutatási eredményeket, a jelen vizsgálataink során megvizsgáltuk, hogy tipikus kialakítású kapcsolatok esetén indokolt-e a szabvány limitációja a 600 mm-nél magasabb gerincmagasságú szelvények esetén. Megvizsgáltuk, hogy változik-e a csomópont szerkezeti viselkedése 600 mm gerendamagasság felett, illetve megnéztük, hogy átlagosan mekkora teherbírás-csökkentést jelent a szabványos limitáció. A kutatási program eredményeiből a következő konklúziókra jutottunk: – megállapítottuk, hogy a 600 mm szelvénymagasságnál magasabb gerendák esetén is ugyanolyan módon lehet meghatározni a gerendaöv és gerinc ellenállását adó csomóponti komponens ellenállását, mint a kisebb szelvénymagasságú gerendák esetén, – a 600 mm-nél magasabb szelvények esetén az EN1993-18 [14] szabvány által előírt gerendaöv és gerinc nyomási ellenállásának limitációja statikai okokból nem indokolt, a komponens ellenállása számítható a szelvény nyomatéki ellenállásának és az övek súlyponti távolságának hányadosaként, függetlenül a szelvény magasságától. A jelen kutatási programban 300–1200 mm közötti szelvénymagasságú gerendákat és oszlopokat vizsgáltunk. Ennek megfelelően a következtetések és a méretezési eljárás módosítása is csak ebben a paraméter-tartományban érvényes. A módosítás hatására a 600 mm-nél magasabb gerendával kialakított csomópontok 42%-ánál mértékadó a limitáció, ezen eseteken belül átlagosan 10%-kal, de egyes esetekben akár 35%-kal is növelhető a gerendaöv és gerinc komponens nyomási teherbírása. A második vizsgált komponens a csoportos T elem tönkremenetele és a hozzá tartozó gerenda gerinclemez húzási ellenállása. Számításaink alapján azt tapasztaltuk, hogy a húzott gerinclemez húzási ellenállásának meghatározása az övlemez melletti csavarsor esetén a szabványos méretezési eljárás szerint konzervatív, illetve a csavarsori erőeloszlás a csoportos tönkremenetelben részt vevő csavarsorok között nem egyezik meg a szabványos mértezési eljárásban feltételezett csavarsori erőeloszlással, bizonyos esetben a szabvány szerinti mértezési eljárás ebben a tekintetben a biztonság kárára téved. A harmadik vizsgált terület a nyírt panel ellenállásának figyelembevétele a csavarsori erőeloszlás meghatározásánál. Számításaink azt mutatták, hogy számos gyakorlati

56

esetben a szabványos mértezési eljárás alkalmazásakor a csavarsorokba helyezett erőkre jelentős limitációt jelent a nyírt panel ellenállása. A szabványos méretezési eljárásban ez a limitáció azonban a nyíróerőre érvényes, a nyírt panel nyírási ellenállásának értékében van maximalizálva a csavarsorokba tehető maximális húzóerő nagysága. Mivel a csavarsorok erőkarja a külső csavarsoroktól lefelé haladva egyre csökken, a csavarsorokba helyezett erőkből számított nyomatéki teherbírás minden esetben kisebb lesz, mint a nyírt panel nyomatéki teherbírása. A számításaink azt mutatták, hogy a csavarsori erők limitációja megtehető nyomatéki szinten is, nem csak nyíróerő szinten, mely csak belső csavarsorokat tartalmazó kapcsolatok esetén, illetve sok csavarsort (minimum 4 darab) tartalmazó kapcsolatok esetén jelentős különbséghez, túltervezéshez vezethet.

Globális szerkezeten végrehajtott vizsgálatok Ebben a fejezetben bemutatunk egy olyan numerikus szimulációs eljárást, mellyel keretszerkezetek és teljes csarnok szintű modellek tényleges teherbírása határozható meg. A cikkben korábban bemutatott modellekkel és az alkalmazott számítási eljárással a szerkezeti viselkedés és a várható tönkremeneteli mód meghatározható, valamint a szerkezet teherbírása az Eurocode szabvány biztonsági szintének megfelelően igazolható. A számítási eljárás lényege, hogy minden szerkezeti részletre kiterjedő numerikus modellen anyagi és geometriai nemlinearitás (GMNI) analízist hajtunk végre helyettesítő geometriai imperfekciók alkalmazásával. Az ún. numerikus szimulációval egy virtuális kísérletet tudunk végrehajtani, mely végeredménye a szerkezet erő–elmozdulás diagramja, melyből a szerkezet karakterisztikus teherbírási szintje meghatározható, melyből a tervezési ellenállás származtatható. A GMNI analízisben kiemelt fontosságúak az alkalmazott helyettesítő geometriai imperfekciók, melyet a számításainkban az EN1993-1-1 [15] és EN1993-1-5 [16] szabványok ajánlásai alapján vettünk fel. A helyettesítő geometriai imperfekciók magukban foglalják a geometriai építési pontatlanságok, a gyártási pontatlanságok és sajátfeszültségek hatását is. Egy általános keretnél alkalmazandó imperfekciókat az 1. táblázat foglalja össze. A vizsgált csarnokszerkezet esetén a testmodellen a GMNI analízis alapján meghatározott tönkremeneteli alak a 9. ábrán látható. Az ábrákon látható, hogy a tönkremenetel módja az oszlop kifordulása és vele egyidejűleg a keretsarokban a gerenda gerinclemezének horpadása.

9. ábra: Keret tönkremeneteli módja; GMNI analízis – testmodell


1. táblázat: Alkalmazott helyettesítő geometriai imperfekciók

a) globális imperfekció (H/200)

b) gerenda kihajlása keretsíkban (L/200)

c) gerenda kihajlása keretsíkra merőlegesen (L/200)

d) oszlop kihajlása keretsíkban (H/200)

e) oszlop kihajlása keretsíkra merőlegesen (H/150)

f) lemezhorpadás a gerenda gerincében (hw/200)

g) Oszlop és gerenda kifordulása (H/200; L/200)


57

Az alkalmazott teherkombinációhoz tartozó maximális teherszorzó értéke a GMNI analízis alapján a héjmodellben 1,05-re adódott, a testmodellben pedig 1,08-ra. Az erő–elmozdulás diagram maximális értéke a teherbírás karakterisztikus értékét adja meg. melyből a teherbírás tervezési értéke a modellbizonytalanságot és az ellenállás-oldali biztonsági tényezőt figyelembe véve határozható meg. Jelen esetben a γM1 értéke 1,0 és kísérlettel verifikált modell révén a modellbizonytalanságot figyelembe vevő parciális tényező is 1,0-re vehető fel, így a teherbírás karakterisztikus értéke megegyezik a tervezési értékkel. Ennek megfelelően a számítási eljárás végeredményeként meghatározott teherszorzó a numerikus modellben alkalmazott tervezési teherszinthez képesti többlet teherbírását jelenti a szerkezetnek.

INTEGRÁLT MÉRETEZÉSI MÓDSZER LEHETŐSÉGEINEK BEMUTATÁSA Az acélszerkezetek tűzhatásra való méretezése néhány éve egyre fontosabb feladata a statikus mérnököknek. A jelen vizsgálataink célja, hogy egy szerkezet statikai ellenőrzésében a hagyományos terhekre, valamint a rendkívüli tűzteherre való méretezés ne különüljön el, a két vizsgálatot egy integrált numerikus modellen lehessen végrehajtani. A vizsgálataink célja, hogy az előző fejezetben bemutatott, fejlett numerikus modellen, GMNI analízisen alapuló teherbírás-meghatározási módszer rendkívüli tűzteher esetén is alkalmazható legyen a termikus és a mechanikai analízis összekapcsolása révén. Korábbi tervezési gyakorlatban ez a két analízis típus élesen elkülönült, külön modelleken lehetett végrehajtani a termikus és külön a mechanikai analízist. A kidolgozott integrált méretezési módszer alkalmas arra, hogy a termikus analízis eredményeként meghatározott hőmérsékletmezőt minden egyes időlépcsőben beimportálja a mechanikai analízisbe, és ott teherként alkalmazza. Ezzel egyidejűleg minden végeselem hőmérsékletének függvényében figyelembe vegye az anyagjellemzők hőmérséklet függését, és modellezze a szerkezet adott időpontban várható mechanikai viselkedését. A kidolgozott numerikus modell alkalmas arra, hogy megvizsgáljuk a szerkezet viselkedését rendkívüli teherkombinációban tűz hatására a tűz kitörésétől eltelt idő függvényében, és meghatározzuk azt az időintervallumot, amíg a szerkezet állékony tud maradni. A modell továbbá felhasználható arra is, hogy megadott időpontokban (pl. 0, 15, 30, 45 perc) meghatározzuk a szerkezet teherbírási tartalékát, a tényleges teherbírás értékét tűzteher figyelembevételével. Példaként a numerikus modellen 5 perces tűz hatására a szerkezeten, valamint a burkolati rendszeren kialakuló hőmérséklet-eloszlást a 10. ábrán mutatjuk be. Ezt a hőmérséklet-eloszlást minden egyes időpontban automatizáltan lehet importálni a mechanikai analízisbe, mely lehetővé teszi a globális szerkezet nagy pontosságú modellezését tűz hatására. A numerikus szimulációk azt mutatták, hogy a rendkívüli teherkombinációban a vizsgált szerkezet kihasználtsága 32%. Ez a kihasználtság 5 perccel később 52%-ra nő, majd 15 perc után 1,15-re, ami azt jelenti, hogy a szerkezet valószínűleg 12–13 perc között veszti el az állékonyságát tűzvédelem nélkül, mely nagy pontossággal megegyezik a [17]-ben közölt eredményekkel. Megjegyezzük, hogy a jelenlegi számításokban a burkolat hatását, valamint a tűzvédelmi bevonatok hatását nem vettük figyelembe, így

58

10. ábra: Hőmérséklet-eloszlás t=5 perc után

egy tényleges szerkezet feltehetőleg kedvezőbben viselkedik. Továbbá megjegyezzük, hogy a számításban több elhanyagolást tettünk, melyek szintén befolyásolják a tűzben való teherbírást. A jelen fejezet elsősorban annak demonstrálására szolgál, hogy kidolgoztunk egy olyan numerikus modellt, melyben különböző időpontokban tűzhatás figyelembevételével együtt meghatározható a szerkezet tényleges teherbírása, illetve a statikai kihasználtsága.

ÖSSZEFOGLALÁS A keretszerkezetek vizsgálata és gazdaságosabb tervezése érdekében a csomóponti részletek vizsgálatához és a szerkezeti elem szintű vizsgálatokhoz fejlett numerikus modelleket dolgoztunk ki. Típus csomópontok esetén teherbírási vizsgálatokat hajtottunk végre és elemeztük a csomópontok szerkezeti viselkedését normál hőmérsékleten és tűzteher hatására. A normál hőmérsékleten végzett számítások alapján az EN1993-1-8 [14] csavarozott homloklemezes kapcsolatokra vonatkozó méretezési eljárását módosítottuk annak érdekében, hogy a kézi számítási eljárás pontosabban kövesse a csomópont valós szerkezeti viselkedését. A projekt keretében kidolgoztunk egy minden szerkezeti részletre kiterjedő, károsodási mechanikai anyagmodellt tartalmazó, 3D elemekből álló csomóponti modellt, mellyel a nyomatékbíró homloklemezes csavarozott kapcsolatok nyomatéki teherbírása nagy pontossággal, GMNI analízissel meghatározható. A teljes csarnok szintű vizsgálatok keretében 3 különböző modellszintnek megfelelő numerikus modellt dolgoztuk ki. A numerikus modell verifikációját helyszíni mérésekkel végeztük el. A kidolgozott numerikus modellen bemutattunk egy újszerű, végeselemes modellezésen alapuló méretezési eljárást, mellyel csarnokszerkezetek teherbírása nagy pontossággal meghatározható, és amely alkalmazásával a kézi számítás numerikus szimulációval kiváltható. A globális, rendszer szintű vizsgálatokhoz kapcsolódva bemutattuk azt a numerikus modellt, melyet arra dolgoztunk ki, hogy az integrált, numerikus számításokat el lehessen végezni. A projekt keretében olyan numerikus modellt dolgoztunk ki, melyben összekapcsoltuk a termomechanikai analízist a teherbírás-vizsgálattal. Ennek eredményeként a kidolgozott modellel meghatározható, hogy adott teher szinten (pl. önsúly alatt) a szerkezet mennyi ideig állékony tűzben, illetve meghatározható, hogy bizonyos tűz kitörése utáni időpontokban mekkora a szerkezet teherbírása, illetve mekkora a szerkezet teherbírási tartaléka az aktuális


terhelés mellett. A projekt keretében célunk volt egy ilyen, a teljes csarnokot rendszer szinten kezelő modell kidolgozása, mellyel integrált számítások végrehajthatók. A kutatás során továbbá kifejlesztésre került egy komplex, szerkezetoptimáló algoritmus, mely alkalmas fejlett analízis- és kiértékelő módszereket felhasználva optimális szerkezetek meghatározására változó keresztmetszetű keretek esetében, a vizsgált paraméter-tartományon belül, melyet [18] és [19] mutat be részletesen.

KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS A projekt pénzügyi hátterét az Új Széchenyi Terv, Gazdaságfejlesztési Operatív Program keretén belül a Piacorientált kutatás-fejlesztési tevékenység támogatása pályázat biztosította, amelyért a szerzők köszönetüket fejezik ki.

HIVATKOZÁSOK – A KÜLÖNSZÁMBAN MEGJELENT CIKKEK [1] Bartal M., Hegyi P., Apáti J., Kövesdi B., Vigh L. G.: „Keretszerkezetek innovatív energiaelnyelő szerkezeti kialakításának fejlesztése: Hosszbordával merevített képlékeny csukló numerikus és kísérleti vizsgálata”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 32–40. [2] Kollár D., Németh D., Kövesdi B.: „Hegesztéstechnológiai folyamat szimulációja és figyelembevétele az acélszerkezeti méretezési eljárásokban”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 41–49. [3] Lendvai A., Joó A. L.: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 1. rész: panelkísérletek”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 60–65. [4] Joó A. L., Mayer R.: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 2. rész: teljes léptékű kísérlet”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 66–77. [5] Joó A., Dunai L.: „Finite element simulation based design of steel frames”, Proc. of 6th European Conference on Steel and Composite Structures, Eurosteel 2011, Budapest, 2011.08.31-09.02. Brussels: ECCS, pp. 24512456, 2011. [6] Vigh L.G., Dunai L.: „Standardized FE simulation based design – applications and experiences”, Steel – A New and Traditional Materialfor Building, London: Taylor & Francis Group, pp. 257-264, 2006.

[7] Jakab G., Szabó G., Dunai L.: „Imperfections ensitivity of welded beams: experiment and simulation”, Steel – A New and Traditional Material for Building, London: Taylor & Francis Group, pp. 173-181, 2006. [8] Vigh L.G., Dunai L.: „Advanced stability analysis of regular stiffened plates and complex plated elements” – keynote lecture, Proc. of SDSS’ Rio 2010 International Colloquiumon Stability and Ductility of Steel Structures, Rio de Janeiro, Brazília, 2010.09.08-10. pp. 81-100, 2010. [9] Vigh L.G.: „Virtual and real test based analysis and design of non-conventional thin-walled metal structures”, PhD értekezés, BME Építőmérnöki Kar, Hidak és Szerkezetek Tanszék, 129 p., 2006. [10] Vigh L.G., Deierlein GG., Miranda E., Liel AB., Tipping S.: „Seismic performance assessment of steel corrugated shearwall system using non-linear analysis”, Journal of Constructional Steel Research, Vol. 85, pp. 48-59, 2013. [11] Kövesdi B., Dunai L.: „Determination of the patch loading resistance of girders with corrugated webs using nonlinear finite element analysis”, Computers & Structures, Vol. 89 (21-22), pp. 2010-2019, 2011. [12] ANSYS® v14.5, Canonsburg, Pennsylvania, USA. [13] Katula L.: „Bolted end-plate joints for crane brackets and beam-to-beam connections”, PhD értekezés, BME Építőmérnöki Kar, Hidak és Szerkezetek Tanszék, 119 p., 2007. [14] EN 1993-1-8:2005, Eurocode 3: Design of steel structures – Part 1-8: Design of Joints. [15] EN 1993-1-5:2005, Eurocode 3: Design of steel structures Part 1-5: Plated structural elements. [16] EN 1993-1-1:2005, Eurocode 3: Design of steel structures Part 1-1: General rules and rules for buildings. [17] Horváth L., Kövesdi B.: „Innovatív módszerek és megoldások acélcsarnokok tűzvédelmi tervezésében”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 13–20. [18] Balogh T., Vigh L. G.: „Változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek optimális tervezése tűzhatásra”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 84–94. [19] Balogh T., Vigh L. G.: „Változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek optimális tervezése szeizmikus hatásokra”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 95– 106.


59

Lendvai Anita doktorandusz Dr. Joó Attila László egyetemi docens BME Hidak és Szerkezetek Tanszék

ACÉLCSARNOKOK BURKOLATI MEREVSÉGE – 1. rész: panelkísérletek CLADDING STIFFNESS OF INDUSTRIAL STEEL BUILDINGS – Part 1: Panel tests A szelemenből és trapézlemezből álló burkolati rendszerek jelentős mértékben ellenállnak a saját síkjukban keletkező erőknek is, ezen hatást az Eurocodeban „stressed skin effect”-nek nevezik [1]. A módszer alapjait Torsten Höglund [2] dolgozta ki részletesen, és az Európai Acélszerkezeti Szövetség (ECCS) külön ajánlást is készített az alkalmazásához [3]. Kimutatható, hogy ezen merevítő hatás elhanyagolása földrengésveszélyes területeken a biztonság kárára történik a szerkezet merevségének alulbecslése miatt. A hatás figyelembevételével az épület merevítőrendszere bizonyos esetekben el is hagyható, így a panelmerevség pontos számításának gazdaságossági előnye is lehet. Korábbi kutatásaink alapján meghatároztuk a meglévő Eurocode számítási eljárásának hiányosságait, melyek nem veszik figyelembe a növekvő szelemen- és trapézlemez-keresztmetszetek merevségcsökkentő hatását, ami a nagyobb külpontosság miatt következik be. Ezen hiányosságok vizsgálata érdekében a Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, Hidak és Szerkezetek Tanszék Szerkezetvizsgáló Laboratóriumában panelkísérletsorozatot végeztünk, mely során síkjában terhelt 3 m x 3 m-es paneleket vizsgáltunk, összesen 18-féle kísérleti konfigurációban. Kísérleteink során a szelemen- és trapézlemez méretét, a leerősítések számát, ill. a trapézlemez burkolat csak külső, vagy külső és belső oldalon való alkalmazását változtattuk. Kísérletsorozatunk alapján – a merevségén túlmenően – egyértelmű következtetéseket tudtunk levonni a panelek teherbírására és tönkremeneteli módjára vonatkozóan is.

Lightweight roof and wall structural systems are widely used for industrial type steel buildings and it has been recognized that assembled systems of profiled sheeting and purlins show strong resistance to loads acting in their own plane. This effect is called „stressed skin effect” in the Eurocode [1], describing the behavior when this stressed skin/membrane has an increased strength and stiffening effect to the whole building. The basis of the analysis were developed by Torsten Höglund [2], and the European Convention for Constructional Steelwork (ECCS) prepared a detailed application document [3]. On earthquake related areas the danger of not taking this effect into account is that the stiffness of the whole building might be underestimated. Furthermore there is an economic impact by the examination of this topic as well, since the bracing could be eliminated due to the distributed horizontal forces on the cladding. There are existing Eurocode formulas to calculate the panel stiffness (taking stressed skin effect into account), although these formulas can only be used in several structural configurations. In our experimental research the purpose was to determine the stiffness and strength not only the structural configurations recommended in the Eurocode, but first of all the widely used and simpler structural configurations of trapezoidal sheeting and purlins without additional stiffeners. To improve these formulas a series of panel experiments were carried out in which 3 m x 3 m diaphragms (cold rolled Z-profile purlins and trapezoidal sheeting) were examined in 18 different experimental configurations for static load.The parameters of the test series were: purlin height, trapezoidal sheeting height, number of self-drilling screws and one sided or double sided sheeting. Furthermore the ultimate behavior and load were also determined.

BEVEZETÉS

hullámlemezes szerkezetek nyírt merevítőfalként való alkalmazására is ad példát a tanszék kutatási tevékenysége [8–12]. Az elmúlt években számos nemzetközi és tanszéki TDK dolgozat [13], illetve diplomamunka [14] keretében végzett – kutatás mutatott rá arra, hogy az Eurocode számítási eljárásaiban a szelemenek és a trapézelemezek merevítő hatásának figyelembevétele még további pontosítást igényel, melyhez felhasználtuk az alábbi cikkben bemutatásra kerülő panelkísérletet és a második részében

A BME Hidak és Szerkezetek Tanszék kutatói több éve foglalkoznak acélszerkezetű épületek burkolati rendszerének kutatásával: kifejezetten a szelemen és burkolatok kapcsolatával [4, 5], trapézlemezek teherbírásával [6], illetve teljes tetőrendszerek kísérleti és numerikus vizsgálatával is [7]. A statikus viselkedésen túlmenően szeizmikus hatásoknak kitett acél épületszerkezeteknél trapéz- és

60


bemutatásra kerülő, teljes léptékű kísérlet eredményeit [15]. A pontatlanság – például földrengéshatásra történő méretezéskor – a biztonság kárára történő eltérést eredményez [16], ezért a szerzők feladatuknak tekintik egy pontosabb számítási eljárás kidolgozását és annak az Eurocode szabványrendszerébe való adaptálását, melyet a cikksorozat harmadik részében mutatunk be [17]. A cikksorozat ezen első része a panelkísérlet-sorozat előkészítését, végrehajtását és a kísérlet eredményeit mutatja be.

A KÍSÉRLETI KIALAKÍTÁS A panelkísérlet során egy terhelőkeret épült a BME Hidak és Szerkezetek Tanszék Szerkezetvizsgáló Laboratóriumában. A terhelőkeretet mutatja az 1. ábra. A terhelőkeret acélvázra erősített vízszintes HEA160-as szelvényekből áll, a gerendán levő szelemenbakokra erősítettük fel a szelemeneket, melyekre a trapézlemezt rögzítettük. Egy kísérlet elrendezését mutatja a 2. ábra. Egy kísérlet során a 3. ábrán látható sajtó segítségével az alsó gerendára húzóerőt fejtettünk ki, így vizsgálva a szerkezet nyírási merevségét. Mért mennyiségek voltak az alsó gerenda vízszintes elmozdulása, a terhelőkeret elmozdulása, továbbá mértük a sajtó által kifejtett vízszintes húzóerőt is. A vízszintes HEA160-as főtartógerendák tengelytávolsága 3 m volt, melyre a függőleges szelemenek 1,50 m-es tengelytávban kerültek felerősítésre. A szelemenekre kerülő trapézlemez burkolat mérete 3 m x 3 m-es volt és három panelből állt.

KÍSÉRLETI PROGRAM A kísérlet megtervezésekor fontosnak tartottuk, hogy a kísérlet végrehajtása során vizsgálni tudjuk a változó szelemen- és trapézlemezméretet, a változó csavarmennyiséget, és a trapézlemez burkolat szelvényének merevítő hatását (csak kívül, illetve kívül és belül alkalmazott konfigurációkat összehasonlítva). Ennek érdekében összesen 18 különböző kísérleti konfigurációt állítottunk össze (1. táblázat), mely során az egyes paramétereket az alábbiak szerint változtattuk: – szelemen: Z200/1,5; Z250/2,0; Z300/2,0, – trapézlemez: LTP20/0,5; LTP45/0,5, – leerősítések száma: minden völgyben, vagy minden második völgyben, – trapézlemez burkolat: kívül, vagy mindkét oldalon alkalmazva. 1. táblázat: Kísérleti konfigurációk Sorszám

Szelemen

Trapézlemez

minden völgyben

1 LTP20/0,5

2 3

Z200/1,5

4 LTP45/0,5

5 6 7

LTP20/0,5

8 9

Z250/2,0

10 LTP45/0,5

11 12 13 1. ábra: Terhelőkeret modellje a felerősített szelemenekkel

2. ábra: Egy kísérleti elrendezés

LTP20/0,5

14 15

Z300/2,0

minden 2. völgyben minden völgyben minden 2. völgyben minden völgyben minden 2. völgyben minden völgyben minden 2. völgyben minden völgyben minden 2. völgyben minden völgyben

16 17

Leerősítés

LTP45/0,5

18

minden 2. völgyben

Trapézlemez külső / külsőbelső szimpla szimpla dupla szimpla szimpla dupla szimpla szimpla dupla szimpla szimpla dupla szimpla szimpla dupla szimpla szimpla dupla

JELLEMZŐ TÖNKREMENETELI MÓDOK

3. ábra: Sajtó a terhelőkeret jobb oldalán

A panelek alsó élét húzásnak kitéve az alábbi alfejezetekben bemutatott, jellegzetes tönkremeneteli módokat figyeltük meg. A későbbi könnyebb azonosíthatóság miatt a tönkremeneteli módokat tipizáltuk, és számozással láttuk el. Általában ezek a viselkedések nem tisztán jelentkeznek a szerkezeten, hanem kombinálódnak, ahogy azt a 4. ábrán is feltüntettük.


61

1-es tönkremeneteli mód

4-es tönkremeneteli mód

A 4. ábrán látható az 1-es típusú tönkremeneteli mód: a bal oldali lemezmezők szétnyílása, lemezhorpadás figyelhető meg az illesztések között. A panelek alsó élét növekvő nagyságú húzóerővel terheltük, melynek hatására kezdetben az illesztések között keletkezett az előzőekben jellemzett tönkremeneteli mód. A legtöbb esetben a panel tönkremenetele ezzel a tönkremeneteli móddal kezdődött, majd panelmerevségtől függően jelentek meg további tönkremeneteli módok.

A magasabb trapézlemez profilú konstrukciókban a lemezszélek függőleges hullámosodása (minden 2. hegy „ellapul” a 7. ábrán), trapézlemezhorpadás volt megfigyelhető.

7. ábra: Lemezszél függőleges hullámosodása

5-ös tönkremeneteli mód A jellemző végső paneltönkremenetelt a legtöbb esetben a trapézlemez oválosodása okozta a rögzítésükhöz használt önfúró csavarok körül. Ilyen tönkremenetel látható a 8. ábrán.

4. ábra: Bal oldali lemezmezők szétnyílása

2-es tönkremeneteli mód Merevebb konstrukciókban, például minden völgyben leerősített esetekben fordult elő az 5. ábrán látható, jobb felső szelemenvég elcsavarodása.

8. ábra: Trapézlemez kiszakadása

Összefoglalva, a konstrukció merevségétől függően, vagy a szelemen elcsavarodása indult meg, vagy a lemezek szétnyílása az illesztések között és a lemezszél hullámosodása, lemezhorpadási tönkremenetelként. Végső tönkremenetelként pedig a lemez kiszakadása volt a leggyakoribb tönkremeneteli mód a trapézlemez-illesztések körül. Az önfúró csavar tönkremenetelét egyetlen esetben sem figyeltünk meg.

A MEREVSÉGEK ÉRTÉKELÉSÉNEK MÓDJA A kísérletek során rögzítettük az alsó HEA gerenda vízszintes elmozdulásait, és az ehhez tartozó erőt. A kapott adatsorokat erő–elmozdulás diagramban ábrázoltuk. Az alábbi, 9. ábrán példaként a 7-es panelkísérlet eredményei láthatók: ebben az esetben a Z250-es szelemenekre LTP20as trapézlemezt szereltünk, amelyet minden 2. völgyben erősítettünk a szelemenekhez. Az ábrán is látható módon, összesen 8 ciklusban terheltünk a panelt, folyamatosan növelve a terhelést egészen a panel tönkremeneteléig. Az ábrán jelöltük az egyes lokális tönkremeneteli módok megjelenését, illetve a panel merevségét a vastagon jelölt trendvonal alapján határoztuk meg, és ezeket a merevségeket használtuk a későbbi vizsgálatokhoz.

5. ábra: Jobb felső szelemenvég elcsavarodása

3-as tönkremeneteli mód A 6. ábrán látható tönkremeneteli mód esetén a lemezszélek vízszintes hullámosodása, lemezhorpadás volt megfigyelhető.

62

6. ábra: Lemezszél horizontális hullámosodása

9. ábra: A 7-es panelkísérlet diagramja


PANELMEREVSÉGEK ÖSSZEHASONLÍTÁSA Az alábbi, 2. táblázatban foglaltuk össze a panelek számított merevségeit, melyeket az előző pontban bemutatott módon – a lineáris szakaszt tartalmazó trendvonal alapján felvett – grafikonról olvastunk le. Általánosságban elmondható, hogy a legmerevebb konstrukciók között vannak dupla kialakításúak (kívülre és belülre helyezett trapézlemezes konstrukció), valamint az is elmondható, hogy a csavarszám csökkentése jelentősen ront a panel merevségén. Például a legkisebb szelemen és trapézlemez kombinációjával készített panelkísérletek esetén a szimpla, minden völgyben leerősített kialakítás merevebbnek bizonyult még a dupla, de minden 2. völgyben leerősített kombinációnál is. Szimpla, csak egyoldali trapézlemez alkalmazása esetén, minden völgyben alkalmazott leerősítéssel elmondható, hogy bármilyen szelement is választunk, a legmerevebb konstrukciót a kisebb trapézlemez (LTP20) esetén kapjuk (3. táblázat).

Ritkábban, csak minden 2. völgyben alkalmazott leerősítés esetén általánosságban kijelenthető, hogy a magasabb (LTP45-ös) trapézlemez alkalmazása csak ront a panelmerevségen, minden esetben a kisebb trapézlemezes kombinációk bizonyultak merevebbnek. Várakozásunknak megfelelően ezekben a kombinációkban (minden 2. völgyben leerősített panelek esetén) a dupla kialakítású, kívülbelül elhelyezett trapézlemezes megoldások voltak a legmerevebbek (4. táblázat). Amennyiben csak a szimpla kialakításúakat hasonlítjuk össze, szintén minden 2. völgyben leerősített esetekben, akkor ismét az előzőekhez hasonlóan azt figyelhetjük meg, hogy a magasabb trapézlemez (LTP45) alkalmazása rontja a panel merevségét, viszont a szelemenméret és -vastagság növekedésének merevségnövelő hatása van (5. táblázat).

PANELTEHERBÍRÁSOK ÖSSZEHASONLÍTÁSA A következő táblázatban összefoglaltuk a panelek teherbírását (6. táblázat).

2. táblázat: Panelmerevségek Sorszám

Szelemen

Trapézlemez

LTP20/0,5

2 4

Z200/1,5

6 LTP20/0,5

8 Z250/2,0

LTP45/0,5

11

szimpla

0,1875

minden 2. völgyben

minden 2. völgyben

minden 2. völgyben

minden 2. völgyben minden völgyben

13 LTP20/0,5

14 16

0,4327

minden völgyben

12

15

szimpla

minden völgyben

7

10

Panel merevsége (kN/mm)

minden völgyben LTP45/0,5

5

9

Trapézlemez külső / külső-belső

minden völgyben

1 3

Leerősítés

Z300/2,0

17

minden 2. völgyben

18

0,3812 0,2281

szimpla

0,1459

dupla

0,2826

szimpla

0,4274

szimpla

0,3605

dupla

0,5688

szimpla

0,3187

szimpla

0,2056

dupla

0,2945

szimpla

0,4086

szimpla

0,3842

dupla

0,5947

szimpla

0,3800

szimpla

0,1967

dupla

0,3260




dupla szimpla

minden 2. völgyben

3. táblázat: Panelmerevségek szimpla, minden völgyben leerősített esetekben Sorszám 1 4 7 10 13 16

Szelemen Z200/1,5 Z250/2,0 Z300/2,0

Trapézlemez

Leerősítés

LTP20/0,5

minden völgyben

szimpla

0,4327

LTP45/0,5

minden völgyben

szimpla

0,2281

LTP20/0,5

minden völgyben

szimpla

0,4274

LTP45/0,5

minden völgyben

szimpla

0,3187

LTP20/0,5

minden völgyben

szimpla

0,4086

minden völgyben

szimpla

0,3800

LTP45/0,5


63

4. táblázat: Panelmerevségek minden 2. völgyben leerősített esetekben Sorszám

Szelemen

2 3 5 8 9

14 17

LTP20/0,5

minden 2. völgyben

LTP45/0,5

minden 2. völgyben

LTP20/0,5

minden 2. völgyben

LTP45/0,5

minden 2. völgyben

LTP20/0,5

minden 2. völgyben

LTP45/0,5

minden 2. völgyben

Z250/2,0

12 15

Leerősítés

Z200/1,5

6

11


Trapézlemez

Z300/2,0

18


szimpla

0,1875

dupla

0,3812

szimpla

0,1459

dupla

0,2826

szimpla

0,3605

dupla

0,5688

szimpla

0,2056

dupla

0,2945

szimpla

0,3842

dupla

0,5947

szimpla

0,1967

dupla

0,3260

5. táblázat: Panelmerevségek szimpla, minden 2. völgyben leerősített esetekben Sorszám 2 5 8 11 14 17

Szelemen Z200/1,5 Z250/2,0 Z300/2,0

Trapézlemez

Leerősítés



LTP20/0,5

Minden 2. völgyben

Szimpla

0,1875

LTP45/0,5

Minden 2. völgyben

Szimpla

0,1459

LTP20/0,5

Minden 2. völgyben

Szimpla

0,3605

LTP45/0,5

Minden 2. völgyben

Szimpla

0,2056

LTP20/0,5

Minden 2. völgyben

Szimpla

0,3842

LTP45/0,5

Minden 2. völgyben

Szimpla

0,1967

6. táblázat: Panelek teherbírása (kN) és a jellemző tönkremeneteli módok Sorszám

Szelemen

Trapézlemez

1 2 3 4

LTP20/0,5 Z200/1,5

5

LTP45/0,5

6 LTP20/0,5 Z250/2,0

11

14

17 18

64

minden völgyben

szimpla

15,79

2

szimpla

11,52

1, 5

dupla

24,66

1, 2

szimpla

11,63

1, 2, 5

szimpla

9,83

1, 3, 4, 5

minden 2. völgyben

minden 2. völgyben

minden 2. völgyben


13

16

Jellemző tönkremeneteli módok


12

15

Maximális teherbírás (kN)

minden völgyben

8 10


minden völgyben

7 9

Leerősítés

LTP20/0,5 Z300/2,0


LTP45/0,5

minden 2. völgyben

dupla

17,86

4, 5

szimpla

22,25

1, 2, 3, 5

szimpla

17,53

1, 2, 3, 5

dupla

33,31

1, 5

szimpla

17,19

1, 2, 5

szimpla

11,80

3, 4, 5

dupla

21,74

4, 5

szimpla

24,21

1, 2

szimpla

17,41

1, 5

dupla

28,59

1, 2, 5

szimpla

18,88

5

szimpla

12,13

4, 5

dupla

22,70

5


Általánosságban megfigyelhető, hogy a dupla, kisebb profilmagasságú (LTP20-as) panelek teherbírása volt a legnagyobb. A szimpla kialakításúak közül a legnagyobb szelemen (Z300/2,0), kis profilmagasságú trapézlemez-kombinációval kialakított panel volt a legnagyobb teherbírású. A szimpla, minden völgyben leerősített konstrukciókat megfigyelve, átlagosan közel 30%-kal nagyobb teherbírásúak az alacsony profilmagasságú kialakítások (LTP20), mint a magas profillal kialakítottak (LTP45). Valószínűleg ebben közrejátszhat, hogy a kisebb profilmagasságúban a trapézprofilok sűrűbben helyezkednek el, így sűrűbben lehet a szelemenre a trapézlemezt felcsavarozni. Vagyis a csavarszám döntő szerepet játszik a panelek merevségével és teherbírásával kapcsolatban, illetve, a kétféle trapézlemez fajlagos, 1 m-re vetített területe megegyezik, így ez nem okoz viselkedésbeli eltérést. A szelemenméret és -vastagság növelése a hasonló konstrukciókkal összehasonlítva (amennyiben csak szelemenméretben különböznek) közel 10–40% teherbírás növekedést okoz. A teherbírást a leerősítések száma is lényegesen befolyásolja, hasonló kialakítások esetén 16–36%-kal csökken a teherbírás fele annyi csavart alkalmazva (minden 2. völgyben leerősítve).

ÖSSZEFOGLALÁS A panelkísérlet-sorozat során az alábbiakat tapasztaltuk. A panelek tönkremenetele során hasonló tönkremeneteli módok ismétlődnek, melyek elsősorban a trapézlemez, valamint kisebb arányban a szelemen tönkremenetelét prognosztizálják: szelemenvég elcsavarodása, trapézlemez hullámosodása, illesztések körül a trapézlemez kiszakadása, mint lemezhorpadási jelenségek, illetve a trapézlemez oválosodása az önfúró csavarok körül. Egyetlen esetben sem figyeltünk meg csavar tönkremenetelt. A merevségek tekintetében azt figyelhettük meg, hogy várakozásainknak megfelelően a dupla kialakítású konstrukciók bizonyultak a legmerevebbnek a magasabb szelemenek esetén (Z250 és Z300). Kis szelemenméret és kis profilmagasságú trapézlemez esetén ez a hatás nem érvényesül (Z200 és LTP20 kombinációjában), ebben az esetben a szimpla, minden völgyben leerősített verzió volt a legmerevebb. Általánosságban kijelenthető, hogy a kisebb profilmagasságú trapézlemez (LTP20) használata növeli a panelmerevséget a nagyobbal (LTP45) szemben. Ez a kijelentés kivétel nélkül érvényes az összes kísérleti konfiguráció esetén. A teherbírás vizsgálata esetén is hasonló tendenciákat figyelhetünk meg: a dupla (kívül-belül alkalmazott trapézlemezes) kialakítás a legnagyobb teherbírású. A kisebb profilú trapézlemezes konstrukció mindig nagyobb teherbírású volt a hozzá hasonló kialakításhoz képest. Ez szorosan öszszefügg az elhelyezhető csavarszámmal, hiszen a kisebb profilú trapézlemez esetén a trapézprofilok sűrűbben helyezkednek el, így sűrűbben lehet a trapézlemezt leerősíteni, mely egy merevebb konstrukciót eredményez. A szelemenméret és -vastagság növelésének teherbírásnövelő hatása érezhető, melynek aránya közel 10–40%. Hasonló konstrukciókat vizsgálva a leerősítések számának is hasonló hatását figyeltük meg: 16–36%-kal nagyobb a teherbírás, ha minden völgyben alkalmazunk leerősítést (minden 2. völgyben leerősített panelhez képest). A panelkísérlet-sorozat végrehajtása után egy teljes léptékű kísérletsorozatot hajtottunk végre, melynek eredményeit a cikksorozat következő, második cikkében mutatunk be.

HIVATKOZÁSOK [1] Eurocode 3, EN 1993-1-3, General rules, Supplementary rules for cold-formed members and sheeting, October 23, 2006. [2] Höglund T.: “Stabilisation by stressed skin diaphragm action”, Swedish Institue of Steel Construction, Stockholm, 2002. [3] European Recommendations for the Application of Metal Sheeting acting as a Diaphragm – Stressed Skin Design, ECCS (European Convention for Constructional Steelwork), 1995. [4] Kachichian M., Dunai L.: „Purlin-cladding interaction in standing seam roofs”, Periodica Polytechnica - Civil Engineering 56:(1) pp. 13-23. 2012. [5] Kachichian M., Dunai L., Kaltenbach L., Kálló M.: „Experimental study on the interaction of steel sheeting and Z-purlin”, Dan Dubina, Miklós Iványi, Stability and Ductility of Steel Structures: Proceeding of the 6th International Colloquium, SDSS’99, Temesvár, Románia, 1999.09.09-11. Amsterdam: Elsevier Science Ltd., 1999. pp. 509-516. [6] Ádány S., Kachichian M., Kövesdi B., Dunai L.: „Experimental Studies on Deep Trapezoidal Sheeting with Perforated Webs”, Journal of the Structural Engineering, 139:(5) pp. 729-739. 2013. [7] Joó A.L.: „Analysis and design of cold-formed thinwalled roof systems” PhD disszertáció, BME Hidak és Szerkezetek Tanszék, 2009. [8] Vigh L.G., LielA.B., Deierlein G.G., Miranda E., Tipping St.: „Component model calibration for cyclic behavior of a corrugated shearwall”, Thin-walled structures 75: pp. 53-62. 2014. [9] Vigh L.G., Deierlein G.G., Miranda E., Liel A.B., Tipping St.: „Seismic performance assessment of steel corrugated shearwall system using non-linear analysis”, Journal of Constructional Steel Research 85: pp. 48-59. 2013. [10] Vigh L.G., Deierlein G.G., Miranda E., Liel A.B., Tipping St.: „Új disszipatív szerkezettípusok viselkedési tényezőjének meghatározása: Acél trapézlemezes nyírt fal szeizmikus viselkedése”, Acélszerkezetek 6: pp. 46-52. 2009. [11] Vigh L.G., LielA.B., Tipping St., Miranda E., Deierlein G.G.: „Seismic performance of steel corrugated shear wall”, 87 p.Blume Center TechnicalReport, No. 178., The John A. BlumeEarthquakeEngineering Center, Stanford University, 2012. [12] Vigh L.G., Deierlein G.G., Miranda E., Tipping St.: „Seismic performance of steel corrugated shearwall: Analytical model calibration and performance quantification” R Ofner, D Beg, J Fink, R Greiner, H Unterweger (szerk.) Proceedings of the 5th European Conferenceon Steel and Composite Structures - Eurosteel 2008 (ECCS). Graz, Ausztria, 2008.09.03-2008.09.05., 2008. pp. 14551460. [13] Kenéz Á., Rácz A.: „Acélcsarnokok trapézlemez burkolatának merevítő hatása”, TDK dolgozat, konzulensek: Dunai L., Joó A.L., BME Hidak és Szerkezetek Tanszék, 2014. [14] Schaul P.: „Trapézlemezes burkolat merevségének hatása acél csarnokok viselkedésére”, MSc diplomamunka, konzulensek: Joó A.L., Kotormán I., BME Hidak és Szerkezetek Tanszék, 2013. [15] Joó A.L., Mayer R.: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 2. rész: teljes léptékű kísérlet”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 66–77. [16] Balogh T., Vigh L.G.: „Változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek optimális tervezése szeizmikus hatásokra”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 95–106. [17] Lendvai A., Kenéz Á., Rácz A., Joó A.L.: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 3. rész: az Eurocode módszerének pontosítása”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 78–83.


65

Dr. Joó Attila László egyetemi docens BME Hidak és Szerkezetek Tanszék Mayer Róbert projektfelelős Rutin Kft.

ACÉLCSARNOKOK BURKOLATI MEREVSÉGE – 2. rész: teljes léptékű kísérlet CLADDING STIFFNESS OF INDUSTRIAL STEEL BUILDINGS – Part 2: Full-scale test Korábbi kutatások során azt tapasztalták, hogy az acél ipari csarnokok burkolati merevségeinek Eurocode szerint számított értékei eltérnek a héjelemekből felépített numerikus modellek által szolgáltatott eredményektől. Az eltérés okainak tisztázására a BME Hidak és Szerkezetek Tanszék a Rutin Kft.-vel közösen egy teljes léptékű kísérletsorozatot tervezett. A kísérlet célja az Eurocode alapú „stressed skin design” eljárás pontosítása és kalibrálása az ipari partner által alkalmazott burkolati rendszerhez. A kísérleti elrendezésben két 18,9 m fesztávolságú, hegesztett I szelvényű keretet terheltünk, melyek magassága és keretállás-távolsága egyaránt 6 m volt. A keretállások mellé egy terhelőkeretet építettünk, hogy az egyik keretet „húzni”, a másikat pedig „nyomni” tudjuk, így alkalmazva nyírást a burkolati rendszerre. Négy különböző magasságú szelemen- és trapézlemez-konfigurációt vizsgáltunk meg a több mint 100 kísérlet során. A cikksorozat második cikkében bemutatjuk a kísérleti elrendezést és az egyes burkolati konfigurációknál kapott merevségek összehasonlítását.

Preliminary studies on stressed skin effect of industrial steel buildings showed discrepancies between the Eurocode formulae and shell finite element based numerical models. To clarify the discrepancies fullscale experimental test program was planned by the Budapest University of Technology and Economics, Department of Structural Engineering and an industrial partner, Rutin Ltd., in the frame of an R&D project. The aims of the full-scale tests were to refine the stressed skin design method and to adjust it to the cladding structural system applied by the industrial partner. The full-scale test arrangement contained two 18.9 m span steel frames made of tapered I-sections, bay spacing of 6 m and eave height of 6 m. The test arrangement contained a loading frame to be able to apply shear effect on the whole structural system. Four main purlin and trapezoidal sheeting height configurations were tested in more than 100 tests. The paper shows the test setup and the comparative results between the various cladding configurations.

BEVEZETÉS

KÍSÉRLETI ELRENDZÉS

Az acélcsarnokok burkolati merevségével foglalkozó cikksorozat első részében [1] a Hidak és Szerkezetek Tanszék Szerkezetvizsgáló Laboratóriumában végrehajtott panelkísérleteket és azok eredményét mutattuk be. A kutatással való továbblépésnek célja volt, hogy a burkolatok merevítő hatását egy valós szerkezeten vizsgáljuk meg. Ennek a kutatásnak a részleteit és eredményét mutatjuk be a cikksorozat második részében. A teljes léptékű kísérlet során egy meglévő teniszcsarnok tartószerkezetének merevített mezőjéhez tartozó két keretállást vizsgáltuk. A csarnokrész mellé terhelőkeret épült, mely segítségével az egyik keretállásra nyomó-, a másik keretállásra pedig húzóerőt fejtettünk ki, így vizsgálva a szerkezet nyírási merevségét. A szerkezeti elemek későbbi felhasználhatóságának igénye miatt a méréseket rugalmas állapotban végeztük. Mért mennyiségek voltak az egyes oszlopok keretsíkba eső és keretsíkra merőleges elmozdulása, illetve a szélső szélrácsokban ébredő nyúlások. Továbbá mértük a terhelőkeret elmozdulásait is. Az ezek alapján számított menynyiségek a keretmerevségek, és a szélrácsokban ébredő feszültségek voltak.

A kísérlet során használt teniszcsarnokot a Metsoft Kft. tervezte. A keret fesztávolsága 18,9 m, a vállmagassága pedig 6 m. A kísérlethez szükséges átalakítások megtervezése után a szükséges módosításokat az 1. és 2. ábrán látható kialakításnak megfelelően a Rutin Kft. gyártotta le. A meglévő kerethez a terhelősajtók csatlakozása miatt kiegészítő elemeket kellett hegeszteni (lásd 3. ábra). A vizsgált keret terheléséhez 2 darab 250 kN-os LUKAS sajtót használtunk oly módon, hogy a vizsgált két keretállás közül az egyikre nyomóerőt, a másikra pedig húzóerőt fejtsen ki. A terhelőkeret tervezése az egyenszilárdság és a csarnoknál jelentősen nagyobb merevségi igény miatt erre a két 250 kN-os erőre történt. A tervezés során kitűzött cél volt, hogy a szerkezet rugalmas állapotban maradjon, illetve jelentősen merevebb legyen a vizsgált csarnok kereténél. A méretezést az Eurocode eljárásai alapján hajtottuk végre, mind szilárdsági, mind stabilitási szinten, illetve a kapcsolatok tekintetében is. Az így megtervezett szerkezet közelítőleg hatvanszor merevebb a vizsgált keretnél. A szelemenek rögzítésének részletei, illetve a trapézlemez burkolatok a 4. és 5. ábrán láthatóak. A szélrácsozás kialakítása a 6. ábrán látható.

66


1. ábra: Mérési elrendezés, oldalnézet és alaprajz vizsgálóoszlopokkal

4. ábra: A trapézlemezek csatlakozása a tetőgerincen

2. ábra: A kísérleti elrendezés helyszíni látképe

5. ábra: Faltartók rögzítése


67

3. ábra: A keret és a terhelőkeret csatlakozása

6. ábra: Szélrácsozás

A kísérletek során induktív adók segítségével mértük a keretoszlopok tetőpontjának hossz- és keresztirányú elmozdulásait. Az egyes oszlopok és az irányok jelölése az 1. ábrán látható. Minden oszlop mellé egy-egy vizsgálóoszlopot helyeztünk el, melynek alapozása független volt a keretoszlop alapozásától. A mérőrendszer induktív adóit ezekhez a vizsgálóoszlopokhoz rögzítettük. A terhelőkerethez közelebbi tetőben lévő két szélrácson nyúlásmérő bélyegeket helyeztünk el, melynek segítségével meg tudtunk határozni a szélrácsban ébredő feszültséget. Ezeken kívül mértük továbbá a terhelőkeret hosszirányú elmozdulását, hogy ellenőrizzük annak merevségét.

KÍSÉRLETI PROGRAM Kísérleteink során kétféle szelemen esetet vizsgáltunk: • tetőben: Z200/1,5 és a falban: Z150/1,5; • tetőben: Z250/2,0 és a falban: Z200/2,0. Valamint kétféle trapézlemezt alkalmaztunk: • LTP20/0,5; • LTP45/0,5. Ezen esetek kombinációjából összesen 4-féle kialakítás adódik. Az önfúró csavarok száma alapján is két esetet különböztethetünk meg a kísérletek során (ezt csak néhány esetben vizsgáltuk): • a trapézlemez minden völgyében van csavar; • a trapézlemez minden második völgyében van csavar. Az egy szelemen és trapézlemez esethez tartozó konfigurációkat a következő elemek kombinációjaként kapjuk: • F – keret (frame); • W – szélrács (wind bracing); • P – szelemen (purlin); • E – külső burkolat (external cladding); • I – belső burkolat (internal cladding). És ezek a komponensek alkalmazhatók: • R – tetőben (roof); • W – falban (wall).

7. ábra: A kétféle induktív adó a vizsgálóoszlopok aljánál

Az alapozási tervet az M Mérnöki Iroda Kft. készítette. Az alapozási adatszolgáltatást a terhelőkeret és csarnokszerkezet statikai modelljéből a BME szolgáltatta. Az alapozási terv készítését talajmechanikai vizsgálatok előzték meg. A Rutin Kft. Dombóvári telephelyén található gyenge anyagos talaj miatt a tervező cölöpalapok alkalmazása mellett döntött. A fő tartószerkezeti oszlopokhoz 90 cm átmérőjű és 2,5 m mély cölöpöket alkalmaztak. A terhelőkeret cölöpjeit, valamint a csarnokszerkezet terhelőkerethez közelebbi oszlopait egy vasbeton lemezzel kötötték össze.

68

A kísérleti konfigurációk a fenti jelölések alkalmazásával határozhatók meg. A jelölés két betűcsoportból áll, ahol az első csoport mutatja, hogy mely elemek szerepelnek az adott konfigurációban, a kötőjel utáni betűk, pedig azt jelölik, hogy hova építettük be ezeket az elemeket, pl. a WP-R olyan konfigurációt jelent, ahol csak szelemen és szélrács van és csak a tetőben. A konfigurációs jelölések könnyebb megértését szolgálják a 8. és 9. ábrán látható illusztrációk. A 8. ábrán találhatóak azok az esetek, amikor nem alkalmaztunk burkolatot, a 9. ábrán pedig azok, ahol beépítettük a burkolatokat. A teljes kísérleti program a 10–13. ábrákon szemlélhető meg, melyeknél a színkódok jelentése az alábbi: keret: szürke; szélrács: világoskék; szelemen: sárga; burkolat: zöld. A fő konfigurációkat piros hátterű cellában lévő fehér számokkal jelöltük (1–16). Azokban az esetekben, ahol a trapézlemez minden völgyében alkalmaztunk önfúró csavarokat, ott egy további „a” betűvel láttuk el a számokat, pl. 6-6a, és 7-7a. A konkrét kísérletek sorszáma a kék hátterű cellákban látható. Minden esetet többször is megismételtünk, így összesen 116 kísérletet végeztünk.


8. ábra: Alapkonfigurációk és jelöléseik: trapézburkolat nélküli esetek


69

9. ábra: Alapkonfigurációk és jelöléseik: trapézburkolatos esetek

70


F-W 16 Roof (R) Wall (W) Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

F-RW 15 Roof (R) Wall (W) Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

P-R Roof (R) Wall (W)

9

Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

W-R 13 Roof (R) Wall (W) Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

P-RW 10 Roof (R) Wall (W) Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

W-RW 14 Roof (R) Wall (W) Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

WP-R 12 Roof (R) Wall (W) Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

WP-RW 11 Roof (R) Wall (W) Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

PE-R 6 PE-RW Roof (R) Wall (W) 14 Roof (R) Wall (W) Frame (F) 15 Frame (F) Wind br. (W) Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I)

3 WPE-R 5 WPE-RW 4 7 Roof (R) Wall (W) 11 Roof (R) Wall (W) 9 8 Frame (F) 12 Frame (F) 10 Wind br. (W) 13 Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I)

PEI-R 7 PEI-RW Roof (R) Wall (W) 16 Roof (R) Wall (W) Frame (F) 17 Frame (F) Wind br. (W) Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I)

2 WPEI-R 8 WPEI-RW 3 Roof (R) Wall (W) 18 Roof (R) Wall (W) 4 Frame (F) 19 Frame (F) 5 Wind br. (W) Wind br. (W) 6 Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I)

1 0 1 2

10. ábra: Tető: Z200, fal: Z150, burkolat: LTP45



P-R 9 P-RW Roof (R) Wall (W) 36 Roof (R) Wall (W) Frame (F) 37 Frame (F) Wind br. (W) Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I)

W-R 13 W-RW Roof (R) Wall (W) 45 Roof (R) Wall (W) Frame (F) 46 Frame (F) Wind br. (W) Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I)

14 47 48 49 50

10 WP-R 12 WP-RW 11 38 Roof (R) Wall (W) 43 Roof (R) Wall (W) 41 39 Frame (F) 44 Frame (F) 42 40 Wind br. (W) Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I)

PE-R 6 PE-RW 3 WPE-R 5 WPE-RW 4 Roof (R) Wall (W) 30 Roof (R) Wall (W) 24 Roof (R) Wall (W) 28 Roof (R) Wall (W) 26 Frame (F) 31 Frame (F) 25 Frame (F) 29 Frame (F) 27 Wind br. (W) Wind br. (W) Wind br. (W) Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I) Internal cl. (I) Internal cl. (I) PEI-R 7 PEI-RW 2 WPEI-R 8 WPEI-RW 1 Roof (R) Wall (W) 32 Roof (R) Wall (W) 20 Roof (R) Wall (W) 34 Roof (R) Wall (W) 22 Frame (F) 33 Frame (F) 21 Frame (F) 35 Frame (F) 23 Wind br. (W) Wind br. (W) Wind br. (W) Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I) Internal cl. (I) Internal cl. (I)

11. ábra:Tető: Z200, fal: Z150, burkolat: LTP20


71



P-R Roof (R) Wall (W)

9

W-R 13 Roof (R) Wall (W) Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

P-RW 10 Roof (R) Wall (W)

W-RW 14 Roof (R) Wall (W) Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

WP-R 12 Roof (R) Wall (W) Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

WP-RW 11 Roof (R) Wall (W)




PE-R 6 Roof (R) Wall (W) 62 Frame (F) 63 Wind br. (W) 6a 64 Purlin (P) 65 External cl. (E) Internal cl. (I)

PE-RW 3 WPE-R 5 WPE-RW 4 Roof (R) Wall (W) 56 Roof (R) Wall (W) 60 Roof (R) Wall (W) 58 Frame (F) 57 Frame (F) 61 Frame (F) 59 Wind br. (W) Wind br. (W) Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I) Internal cl. (I)

PEI-R 7 Roof (R) Wall (W) 68 Frame (F) 69 Wind br. (W) 7a 66 Purlin (P) 67 External cl. (E) Internal cl. (I)

PEI-RW 2 WPEI-R 8 WPEI-RW 1 Roof (R) Wall (W) 51 Roof (R) Wall (W) 70 Roof (R) Wall (W) 54 Frame (F) 52 Frame (F) 71 Frame (F) 55 Wind br. (W) 53 Wind br. (W) Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I) Internal cl. (I)


F-W Roof (R) Wall (W)

16


F-RW 15 W-R 13 W-RW 14 Roof (R) Wall (W) 113 Roof (R) Wall (W) 109 Roof (R) Wall (W) 111 Frame (F) 114 Frame (F) 110 Frame (F) 112 Wind br. (W) 115 Wind br. (W) Wind br. (W) 116 Purlin (P) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I) Internal cl. (I)

P-R 9 P-RW 10 WP-R 12 WP-RW 11 Roof (R) Wall (W) 101 Roof (R) Wall (W) 103 Roof (R) Wall (W) 107 Roof (R) Wall (W) 105 Frame (F) 102 Frame (F) 104 Frame (F) 108 Frame (F) 106 Wind br. (W) Wind br. (W) Wind br. (W) Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I) Internal cl. (I) Internal cl. (I) PE-R Roof (R) Wall (W) Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

PEI-R Roof (R) Wall (W) Frame (F) Wind br. (W) Purlin (P) External cl. (E) Internal cl. (I)

6 87 88 89 6a 90 91 92 7 97 98 7a 93 94

PE-RW Roof (R) Wall (W)

3 WPE-R 5 WPE-RW 80 Roof (R) Wall (W) 85 Roof (R) Wall (W) 81 Frame (F) 86 Frame (F) Wind br. (W) Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I)

4 82 83 84

PEI-RW Roof (R) Wall (W)

WPEI-R WPEI-RW 2 8 78 Roof (R) Wall (W) 95 Roof (R) Wall (W) 79 Frame (F) 96 Frame (F) Wind br. (W) Wind br. (W) Purlin (P) Purlin (P) External cl. (E) External cl. (E) Internal cl. (I) Internal cl. (I)

1 72 73 74 75 76 77




72


KÍSÉRLETI EREDMÉNYEK ÉS AZOK KIÉRÉKELÉSE A mért épületmerevségek Az épület merevségét az egyes keretoszlopok tetején mért keretsíkban történő elmozdulások alapján számítot-

tuk. Az alábbi 1–6. táblázatok az egyes oszlopokon mért merevségeket (A, B, X, Y jelölése az 1. ábrán látható) és az azonos konfigurációban ismételt 2–4 kísérlet átlagmerevségeit mutatják. Az eredmények kiértékelése a további alfejezetekben található.

1. táblázat: Az egyes esetekben mért merevségek, ahol a tető: Z200, fal: Z150, burkolat: LTP45 Konfiguráció

WPEI-RW (1)

PEI-RW (2)

PE-RW (3) WPE-RW (4)

WPE-R (5)

PE-R (6) PEI-R (7) WPEI-R (8)

Kísérlet száma

Merevség [kN/mm]

Átlagos merevség [kN/mm]

A

B

X

Y

0

6.685

11.174

12.454

7.021

1

13.171

10.962

16.617

6.026

2

14.646

14.006

12.030

5.431

3

30.907

11.487

5.925

4.155

4

26.149

11.301

6.401

3.615

5

47.176

11.369

5.732

3.674

6

27.069

11.394

6.128

3.162

7

39.534

6.500

4.306

2.653

8

16.804

4.298

3.084

2.185

9

22.175

13.202

7.776

7.219

10

15.232

17.469

8.197

7.059

11

8.623

2.147

1.867

1.684

12

3.910

1.330

1.610

1.290

13

5.671

1.533

1.782

1.320

14

5.098

1.708

1.708

1.308

15

4.969

1.681

1.709

1.307

16

5.804

1.892

1.796

1.311

17

5.819

1.835

1.762

1.377

18

8.808

1.645

1.746

1.324

19

4.988

1.841

1.663

1.323

A

B

X

Y

11.501

12.047

13.700

6.159

32.825

11.388

6.047

3.652

28.169

5.399

3.695

2.419

18.704

15.336

7.987

7.139

6.068

1.670

1.753

1.431

5.034

1.695

1.709

1.308

5.812

1.864

1.779

1.344

6.898

1.743

1.705

1.324

2. táblázat: Az egyes esetekben mért merevségek, ahol a tető: Z200, wall: Z150, sheeting: LTP20 Konfiguráció PEI-RW (2) WPEI-RW (1) PE-RW (3) WPE-RW (4) WPE-R (5) PE-R (6) PEI-R (7) WPEI-R (8)

Merevség [kN/mm]


Kísérlet száma

A

B

X

Y

20

38.654

14.290

7.828

4.733

21

36.401

10.135

6.635

6.040

22

30.634

19.662

7.167

10.363

23

31.929

16.672

6.626

6.979

24

16.617

8.265

4.157

3.233

25

24.026

5.752

4.065

3.602

26

24.270

17.707

6.578

8.557

27

10.690

17.475

11.531

7.248

28

4.024

1.647

1.727

1.359

29

7.610

1.452

1.767

1.362

30

5.328

1.457

1.840

1.330

31

7.161

1.440

1.868

1.388

32

7.254

1.536

1.909

1.394

33

7.346

1.492

1.938

1.368

34

7.950

1.416

1.825

1.835

35

3.903

1.362

2.253

1.374

A

B

X

Y

37.528

12.213

7.232

5.387

31.282

18.167

6.897

8.671

20.322

7.009

4.111

3.418

17.480

17.591

9.055

7.903

5.817

1.550

1.747

1.361

6.245

1.449

1.854

1.359

7.300

1.514

1.924

1.381

5.927

1.389

2.039

1.605


73

3. táblázat: Az egyes esetekben mért merevségek, ahol a tető: Z200, fal: Z150, nincs burkolat Konfiguráció P-R (9)

P-RW (10)

WP-RW (11) WP-R (12) W-R (13)

W-RW (14)

Merevség [kN/mm]


Kísérlet száma

A

B

X

Y

36

1.288

0.883

0.981

0.725

37

1.227

1.023

0.933

0.815

38

1.251

1.036

0.988

0.840

39

1.279

0.946

0.962

0.808

40

1.265

0.932

0.964

0.739

41

9.441

6.847

10.896

3.081

42

12.262

12.618

4.459

6.158

43

4.849

1.234

1.567

1.379

44

4.333

1.225

1.888

1.416

45

3.988

1.178

1.833

1.375

46

3.468

1.149

1.827

1.362

47

-

-

-

-

48

8.686

15.908

11.775

4.898

49

-

-

-

-

50

12.331

7.915

8.758

6.175

A

B

X

Y

1.258

0.953

0.957

0.770

1.272

0.971

0.971

0.796

10.852

9.733

7.678

4.620

4.591

1.230

1.728

1.398

3.728

1.164

1.830

1.369

10.509

11.912

10.267

5.537


PEI-RW (2)

WPEI-RW (1) PE-RW (3) WPE-RW (4) WPE-R (5) PE-R (6) PE-R-a (6a) PEI-R-a (7a) PEI-R (7) WPEI-R (8)

74

Merevség [kN/mm]


Kísérlet száma

A

B

51

33.275

10.428

6.588

5.879

52

32.603

-

6.447

5.415

53

-

10.144

6.318

4.050

54

19.680

17.327

6.684

4.308

55

15.256

14.933

6.339

7.303

56

-

7.225

3.807

3.362

57

8.388

5.381

4.067

3.039

58

22.718

6.338

5.102

6.941

59

12.088

1.389

8.686

7.972

60

5.991

1.291

1.871

1.407

61

7.242

1.370

1.887

1.447

62

3.543

1.481

1.874

1.379

63

3.547

1.353

1.795

1.264

64

4.878

1.291

1.906

1.286

65

5.330

1.352

1.867

1.427

66

7.427

1.368

1.915

1.375

67

7.169

1.379

1.904

1.382

68

4.686

1.373

1.746

1.316

69

6.131

1.292

1.848

1.335

70

7.008

1.255

1.640

1.247

71

2.507

1.343

1.889

1.466

X

Y

A

B

X

Y

32.939

10.286

6.451

5.115

17.468

16.130

6.512

5.806

8.388

6.303

3.937

3.201

17.403

3.864

6.894

7.457

6.617

1.331

1.879

1.427

3.545

1.417

1.835

1.322

5.104

1.322

1.887

1.357

7.298

1.374

1.910

1.379

5.409

1.333

1.797

1.326

4.758

1.299

1.765

1.357



WPEI-RW (1)

PEI-RW (2) PE-RW (3)

WPE-RW (4)

WPE-R (5)

PE-R (6)

PE-R (6a)

PEI-R (7a) WPEI-R (8) PEI-R (7)

Merevség [kN/mm]


Kísérlet száma

A

B

72

20.063

16.359

7.987

-

73

15.504

4.939

7.753

7.540

74

2.655

12.410

10.725

6.984

75

3.308

16.984

10.252

6.908

76

18.713

-

4.469

7.264

77

17.438

-

10.319

6.573

78

28.627

6.228

5.375

3.328

79

33.988

8.845

4.463

3.532

80

43.089

6.068

4.026

2.360

81

12.938

4.380

2.787

2.068

82

17.562

25.643

8.366

0.000

83

14.280

32.348

5.406

6.452

84

17.439

0.000

4.579

6.880

85

11.502

1.856

2.089

1.596

86

8.497

1.935

2.324

1.604

87

3.475

1.534

1.457

1.309

88

3.049

1.514

1.701

1.298

89

3.522

1.546

1.698

1.297

90

5.664

1.796

2.129

1.457

91

5.206

2.337

2.257

1.797

92

6.057

1.800

2.127

1.512

93

8.609

1.793

2.248

1.536

94

8.978

2.265

2.370

1.693

95

4.736

1.348

1.926

1.383

96

5.362

1.361

1.986

1.394

97

5.304

1.591

1.704

1.315

98

5.397

1.517

1.674

1.311

X

Y

A

B

X

Y

12.947

12.673

8.584

7.054

31.308

7.537

4.919

3.430

28.014

5.224

3.407

2.214

16.427

19.330

6.117

4.444

10.000

1.896

2.207

1.600

3.349

1.531

1.619

1.301

5.642

1.978

2.171

1.589

8.794

2.029

2.309

1.615

5.049

1.355

1.956

1.389

5.351

1.554

1.689

1.313

6. táblázat: Az egyes esetekben mért merevségek, ahol a tető: Z250, fal: Z200, nincs burkolat Konfiguráció P-R (9) P-RW (10) WP-RW (11) WP-R (12) W-R (13) W-RW (14)

F-RW (15)

Merevség [kN/mm]


Kísérlet száma

A

B

X

Y

101

1.283

0.897

1.010

0.748

102

1.285

0.980

0.944

0.804

103

1.297

0.962

1.005

0.772

104

1.303

0.946

0.985

0.814

105

6.985

5.614

5.112

4.128

106 107 108

12.228 2.542 3.505

1.423 1.473

3.901 1.540 1.650

5.743 1.238 1.266

109

5.181

1.709

1.545

1.190

110

4.390

1.482

1.662

1.328

111

9.658

13.176

8.832

5.056

112

17.844

-

8.953

4.058

113

1.249

0.943

0.928

0.812

114

1.207

-

0.928

0.794

115

1.303

0.884

0.962

0.693

116

1.192

0.956

0.908

0.636

A

B

X

Y

1.284

0.939

0.977

0.776

1.300

0.954

0.995

0.793

9.607

5.614

4.507

4.936

3.024

1.448

1.595

1.252

4.786

1.596

1.604

1.259

13.751

13.176

8.893

4.557

1.238

0.928

0.932

0.734


75

Szelemenmagasság hatása A csak külső trapézlemez burkolatot tartalmazó szerkezeti kialakítás (PE-RW) eseténa magasabb szelemeneknél 1–10%-kal kisebb merevséget kaptunk. Megjegyzendő, hogy ebben az alfejezetben, a tetőben Z200-as szelement, míg a falakban Z150-es faltartókat tartalmazó konfigurációk merevségeit tekintjük 100%-nak. Hasonló tendencia figyelhető meg, amikor szélrácsot is alkalmazunk (WPERW), azonban a merevségcsökkenés itt már 1–44% között van. A belső és külső trapézlemez burkolatot tartalmazó szerkezeti kialakítás (PEI-RW) esetén a merevségcsökkenés 4% és 34% között változik. Az összes komponenst tartalmazó konfigurációk esetében az eredmények szórása jelentősebb, és itt már nem állapítható meg egyértelmű tendencia a szelemenmagasság függvényében. Ekkor a magasabb szelemen merevsége 65–115% között változik a kisebb szelemenhez viszonyítva. Ugyanezek a tendenciák figyelhetőek meg azokban az esetekben is, ahol csak a tetőbe építettük be a burkolatokat, kívülre és belülre egyaránt (PEI-R). A merevségcsökkenés ekkor 2–26% közötti. Továbbá az előző esethez hasonló módon figyelhető meg az eredmények szórása szélrács beépítésekor (WPEI-R). Ha csak a szelemeneket építettük be (P-RW és P-R), akkor is 2–9%-os merevségcsökkenés történik. Ezen a tendencián itt nem változtat a szélrács (WP-RW és WP-R), a merevségcsökkenés ekkor 8–35%.

A trapézlemez magasságának hatása A trapézlemezméret változásának hatása a merevségre hasonló tendenciát mutat, mint a szelemenmagasság hatása. Ez azt jelenti, hogy a nagyobb (LTP45) trapézlemez alkalmazása esetén a merevségek általában kisebbek, mint a kisebb (LTP20) trapézlemez alkalmazásakor. Ezeknél az összehasonlításoknál is azt tapasztaltuk, hogy a szélrács alkalmazása módosíthatja ezt a tendenciát, és felborítja a szimmetriát, mert csak a húzott szélrácsok dolgoznak. A százalékos változás feltüntetésénél minden esetben az LTP45 trapézlemezhez tartozó merevséget tekintettük 100%-nak. A csak külső trapézlemez burkolatot tartalmazó szerkezeti kialakítás esetén megfigyelhető a merevség növekedése, ami 11% és 44% között változik. A belső és külső trapézlemez burkolatot is tartalmazó szerkezeti kialakítás esetén is a merevség egyértelműen nő. A merevségnövekmény ekkor 5% és 58% között változik. A belső és külső trapézlemez burkolatot és szélrácsot is tartalmazó szerkezeti kialakítás esetén a merevség nem egyértelműen változik. A merevségek aránya 76% és 152% között mozog. Hasonló tendenciák figyelhetőek meg, amikor nem alkalmaztunk a falakban burkolatot (PE-R és PEI-R). A merevségnövekmény 1–26% között mozog kisebb magasságú héjalás esetében. További szélrácsok beépítése (WPEI-R), hasonló szóráshoz vezet az eredmények tekintetében, mint a fentiekben.

A falakba beépített burkolat hatása Ebben az alfejezetben a különböző elemek falba történő beépítésének hatását vizsgáljuk meg. Egyértelműen kijelenthető, hogy további komponensek beépítése a falakba

76

növeli az épület keretsíkú merevségét a nagyobb csavarási merevségnek köszönhetően. Most azon esetek merevségeit tekintjük 100%-nak, ahol a falakban semmilyen elemet nem helyeztünk el. A faltartók elhelyezése (P-R és P-RW) 1–3%-kal növeli a merevséget. Egyoldali trapézlemez-burkolat alkalmazásakor (PE-R és PE-RW) a falak beépítése 200–500%-kal növelte meg a merevséget. Amennyiben belül is alkalmazunk trapézlemez burkolatot (PEI-R és PEI-RW), a merevségnövekmény már 200-800% között mozog. További hosszkötések beépítése esetén (WPEI-R és WPEI-RW) a merevségnövekmény 200– 1200% között változik. A szelemenek és a héjalások magasságának változása hasonló módon befolyásolja a merevségeket, mint korábban, ugyanis a nagyobb magasságú elemek beépítése kevésbé növeli az épület merevségét.

Szélrács hatása A szélrács alkalmazásának hatása a héjalás nélküli esetekben figyelhető meg a legjobban, ekkor a merevség jelentősen nő, akár 1000%-kal is. Az összehasonlításoknál a szélrács nélküli esetekben mért merevséget tekintettük 100%-nak. Ha összehasonlítjuk azokat az eseteket, amikor egyoldali, vagy kétoldali burkolatot alkalmaztunk, akkor azt tapasztaljuk, hogy a szélrácsozás hatása a kétoldali burkolat esetén jóval kisebb, használati teherszinten elhanyagolható.

Belső trapézlemez burkolat hatása A belső burkolat elhelyezése egyértelműen növeli a szerkezet merevségét, amennyiben nem alkalmazunk szélrácsot. Szélrács esetében azonban nincs jelentősége a belső burkolatnak. Például a merevségnövekmény azokban az esetekben, amikor nem alkalmaztunk szélrácsot (PE-RW és PEI-RW) 16–110% között mozgott. Ez a növelő hatás számottevően csekélyebb, amennyiben nagyobb magasságú szelement alkalmazunk, ekkor a növekmény 1–60% közötti. Ebben a részben azon esetek merevségeit tekintettünk 100%-nak, ahol nincs belső burkolat. Ugyancsak kisebb ez a növekmény, amennyiben csak a tetőben alkalmazunk burkolatot (PE-R és PEI-R), ekkor a növekmény 1–50%.

Megnövelt számú önfúró csavar alkalmazásának hatása A 6. és 7. (PE-R és PEI-R) konfigurációhoz tartozik egyegy elrendezés, amikor minden hullámvölgyben helyeztünk el csavarokat. Ezek további merevségnövelő hatással bírnak. A kétszeres csavarmennyiség 20–70%-kal növeli a merevséget.

Ciklikus terhelés hatása A tetőn Z250-es szelement és LTP45-ös trapézlemezt alkalmazva (PEI-R) ciklikus mérést is végeztünk, hogy megtudjuk, okoz-e merevségcsökkenést az ismétlődő teher. A terhelést 10-szer ismételtük meg és azt tapasztaltuk, hogy nem történik merevségcsökkenés, és az eredmények szórása nem haladta meg a 10%-ot.


ÖSSZEFOGLALÁS Teljes léptékű kísérletsorozatot hajtottunk végre egy acélcsarnok két keretállásán különböző burkolati konfigurációkban. A kísérlet célja a csarnok merevségeinek meghatározása volt a Rutin Kft. által alkalmazott konkrét burkolati rendszer alkalmazása esetén. Összesen 116 kísérletet végeztünk el, és a teljes kísérletsorozat alatt rugalmas tartományban vizsgáltuk a kereteket. Az eredmények kiértékelése alapján az alábbi következtetéseket lehet levonni: • a nagyszámú teljes léptékű kísérlet alapjául szolgálhat az Eurocode „stressedskin design” eljárásának továbbfejlesztéséhez és kibővítéséhez; • egyes esetekben az eredmények szórása meghaladta a várakozásainkat, ami azt mutatja, hogy a merevség igen érzékeny a beépítési eljárásokra; • a szélrács nélküli esetekben a várakozásokkal ellentétben a magasabb szelemen, illetve trapézlemez alkalmazása a külső burkolat nagyobb külpontossága miatt csökkenti a merevségeket; • ez nem teljesül szélrácsok alkalmazásakor, ekkor a magasabb trapézlemezek nagyobb merevséget eredményeznek, hasonló eredményeket kapunk, ha dupla héjalást alkalmazunk kívül-belül; • a dupla héjalás alkalmazása jelentősen növeli a merevségeket, amennyiben nem alkalmazunk szélrácsot, a dupla

héjalás mellé beépített szélrácsnak nincs számottevő merevségnövelő hatása; • a falakban elhelyezett burkolatok, illetve szélrácsok jelentősen növelik az épület merevségét az épület csavarómerevségének növelése révén; • ha minden völgyben elhelyezünk önfúró csavarokat, akár 20–70%-kal is növekedhet a merevség; • a ciklikus terhelés nem okoz merevségcsökkenést. A kísérleti eredményeket a cikksorozat harmadik cikkében bemutatásra kerülő „stressedskin design” eljárás fejlesztéséhez is felhasználtuk.

KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS A szerzők szeretnének köszönetet nyilvánítani a BME Hidak és Szerkezetek Tanszék BSc hallgatóinak: Jakab Sárának, Kenéz Ágnesnek, Opoldusz Máténak és Rácz Annamáriának, valamint a BME Hidak és Szerkezetek Tanszék Szerkezetvizsgáló Laboratórium munkatársainak, és a kísérlet ipari partnerének, a Rutin Kft.-nek.

HIVATKOZÁSOK [1] Lendvai A., Joó A.L.: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 1. rész: panelkísérletek”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 60–65.


77

Lendvai Anita doktorandusz Kenéz Ágnes BSc hallgató Rácz Annamária BSc hallgató Dr. Joó Attila László egyetemi docens BME Hidak és Szerkezetek Tanszék

ACÉLCSARNOKOK BURKOLATI MEREVSÉGE – 3. rész: az Eurocode módszerének pontosítása CLADDING STIFFNESS OF INDUSTRIAL STEEL BUILDINGS – Part 3: Improvement of the Eurocode's method Az acélcsarnokok tervezésére és azon belül a burkolat merevítő hatásának figyelembevételére is számos előírás és ajánlás található az európai szabványokban. Az Eurocode-ban található ajánlásokat a korábbi kutatásaink eredménye alapján azonban folyamatosan fejleszteni, pontosítani kell [1]. Az Európai Acélszerkezeti Szövetség (ECCS) ajánlása [3] tartalmaz részletes leírást a merevségszámítás végrehajtási módjáról. Ez az ajánlás tartalmaz számos tényezőt, melyektől a burkolatok merevítő hatása függ: például a geometriai méretek, csavarok típusa, száma, illetve a trapézlemezek, szelemenek száma. A szabvány azonban nem veszi figyelembe a tető hajlásszögét, illetve nem ad ajánlást belső és külső burkolatot egyaránt tartalmazó kialakítás esetére. Továbbá számos kutatás azt mutatta, hogy a diafragmák merevsége függ a szelemenek és a trapézlemez külpontosságától is [1]. Azaz minél távolabb helyezkedik el a trapézlemez súlypontja a tetőgerenda felső övétől, annál kisebb mértékben képes kifejteni kedvező merevítő hatását. Korábbi kutatások már foglalkoztak a tető hajlásszögének figyelembevételével, illetve a szelemen hajlítási merevségének a burkolat merevségére vonatkozó hatásával, de ezeket a hatásokat a kísérleti eredményeinkre támaszkodva mi is megvizsgáljuk. Az általunk végzett kutatás és jelen cikk témája a szelemenből és trapézlemezből álló burkolatok merevítő hatásának pontosítása további változó paraméterek bevezetésével, illetve az eddigiek módosításával. Munkánk során elemeztük az Eurocode által meghatározott merevségi tagokat, továbbá a számítási eredményeket minden esetben összevetettük a kísérleti eredményekkel. Ajánlást adunk a külső, illetve belső és külső trapézlemezzel ellátott burkolat merevségi számítására, és az egész csarnokszerkezetre vonatkozó merevségre is.

European standards includes several formulas for the design of steel buildings and for the consideration of the stiffening effect of the cladding. According to our previous research works the Eurocode recommendations needs improvement [1]. The publication of European Convention for Constructional Steelwork (ECCS) [3] includes a detailed description of the calculation of building stiffness. This documentation includes numerous parameters, from which the stiffness of the sheeting depends: e.g. the geometrical size, the type and number of fixings, and the number of trapezoidal sheets and purlins. The standard does not take into consideration the effect of the roof slope, and the effect of the inner and outer side applied sheeting. Furthermore numerous research work showed that the diaphragm strength is depending of the eccentricity of purlins and trapezoidal sheets [1]. This means that further the center of the trapezoidal sheet is the less effective the diaphragm is in strengthening the whole building. Previous research work has been done in order to consider the effect of the roof slope, and the stiffening effect of the purlin’s bending strength to the stiffness of the diaphragm, but these effect will be examined according the results of our experimental research program as well. Our research program and the subject of this article is to improve the consideration of the diaphragms (purlins and trapezoidal sheets) stiffening effect with further variables, and by modify the existing parameters. During our research work we have analyzed the members of the Eurocode formula and the calculated stiffness results had been compared to our test results. We are giving recommendations to calculation of the stiffness of the outer- and to both side applied trapezoidal sheets, and for calculation of whole building’s stiffness as well.

BEVEZETÉS

zetvizsgáló Laboratóriumában hajtottuk végre, másrészről pedig egy teljes léptékű kísérlet eredményeit, melyet a Rutin Kft. dombóvári telephelyén hajtottunk végre. A kísérletek során meghatározott panelmerevségeket és csarnokmerevségeket a cikksorozat jelen, harmadik cikkében hasonlítjuk össze az Eurocode burkolati merevségszámításának ajánlásával.

Az acélcsarnokok burkolati merevségével foglalkozó cikksorozat első két részében [1, 2] kísérleti eredményeket mutattunk be: egyrészről a burkolati rendszerként alkalmazott paneleken végrehajtott kísérlet eredményeit, mely kísérleteket a Hidak és Szerkezetek Tanszék Szerke-

78


AZ EUROCODE SZÁMÍTÁSI AJÁNLÁSA Az ECCS ajánlása különböző hatásokból származó lágysági komponenseket definiál. A tetőburkolat teljes nyírási lágysága ezeknek az összegével egyenlő, illetve a terhelési iránytól függően figyelembe kell venni a burkolat kiterjedéseinek arányát is. Az egyes lágysági komponensek a következő hatásokból származtathatóak [3]: 1. burkolatdeformáció, 2. burkolat nyíró igénybevétele, 3. burkolat–szelemen rögzítő elem megcsúszása, 4. átlapoló elem megcsúszása, 5. burkolat–nyírási csap rögzítő elem megcsúszása, 6. szelemen–tetőgerenda kapcsolat, 7. szelemen axiális igénybevétele.

Burkolat/szelemen rögzítő 2 oldali leerősítés

Burkolat/szelemen rögzítő 4 oldali leerősítés

3. ábra: Burkolat–szelemen közötti rögzítőelem [3]

4. Átlapolásra alkalmazott rögzítőelem megcsúszásából származó lágyság, c2.2 függ (lásd 4. ábra): • megcsúszási alapértéktől, • az alkalmazott darabszámtól.

Az egyes lágysági tényezők részletes bemutatása [3] 1. A trapézlemez alakváltozásából származó lágyság, c1.1 függ (lásd 1. ábra): • a trapézlemez geometriájától, • a lemez vastagságától, • a leerősítések távolságától (minden vagy minden második völgyben), • a közbenső szelemenek számától, • a trapézlemezek számától a diafragma szélességében. A képlet csak geometriai korlátozással alkalmazható; a burkolat szélességének és a trapézlemez hullámhosszának aránya nagyobbnak kell lennie, mint 10.

Profiltorzulás, rögzítés minden völgyben

Profiltorzulás, rögzítés minden második völgyben 1. ábra: Trapézlemez alakváltozása [3]

2. A burkolat nyíró igénybevételéből származó lágyság, c1.2 függ (lásd 2. ábra): • a trapézlemez geometriájától, • a lemez vastagságától, • a közbenső szelemeneket figyelembe vevő együtthatótól.

2. ábra: Burkolat nyíró igénybevétele [3]

3. Burkolat–szelemen közötti rögzítőelem megcsúszásából származó lágyság, c2.1 függ (lásd 3. ábra): • megcsúszási alapértéktől (kísérleti eredményeken alapuló közelítő érték, ami függ a rögzítőelem típusától, átmérőjétől, és a neoprén alátéttől), • rögzítőelemek közötti távolságtól.

4. ábra: Átlapolásra alkalmazott csavarok [3]

5. Burkolat–nyírási csap közötti rögzítőelem megcsúszásából származó lágyság. A kísérleteinkben nem helyeztünk el nyírási csapokat a szerkezetben. 6. Szélső elemekhez kapcsoló rögzítőelem megcsúszásából származó lágyság, c2.3 függ: • megcsúszási alapértéktől, • az alkalmazott darabszámtól. 7. Szelemen axiális igénybevételéből származó lágyság, c3, függ: • fedés hosszától, • szelemen hosszától, • szelemen keresztmetszeti méretétől.

PANELKÍSÉRLETEK ÉS EUROCODE ÖSSZEHASONLÍTÁSA Panelkísérleti programunk végrehajtása után összehasonlítottuk az ECCS ajánlását a mért panelmerevségekkel. Az összehasonlítás eredményét az 1. táblázatban tüntettük fel, ahol az utolsó oszlop tartalmazza a százalékos eltérést a kísérleti eredményhez képest. Az Eurocode szerint számított panelmerevségek közel 50%-kal térnek el a kísérleti eredményektől. A tendenciákat az Eurocode a kísérlettel összhangban általában jól érzékelteti, mégis elsősorban a nagyobb trapézlemezes konstrukciók esetén (kis szelemenméretnél, szimpla, minden völgyben leerősített kialakításoknál) nem veszi figyelembe a nagyobb trapézlemez-keresztmetszet külpontosság-növekménye miatt bekövetkező merevségcsökkenést. Az Eurocode számítás esetén ezekben az esetekben nincs lényeges különbség a merevségek között, míg a kísérleteinkben a nagyobb trapézlemezes konstrukció 25–50%-kal lágyabb. Ez a hatás nagyobb szelemenméret esetén (Z300) nem érvényesül. Az eredményekből látszik, hogy vannak olyan esetek is, amikor az ECCS ajánlás nagyobb lágyságot, azaz kisebb merevséget ad eredményül,


79

1. táblázat: Panel merevségek összehasonlítása: kísérletek és Eurocode szerinti formula alapján No.

Szelemen

Trapézlemez

LTP20

2 4

Z200/1.5

6 LTP20

8 Z250/2.0

12 LTP20

14

17 18


13

16


LTP45

11

15


7

10


LTP45

5

9

Trapézlemez külső / külsőbelső

minden völgyben

1 3

Leerősítés

Z300/2.0


LTP45

minden 2. völgyben

Panel lágyság (mm/kN)

EC eltérés a kísérletekhez képest

Kísérlet

EC

szimpla

2,31

1,51

65,42%

szimpla

5,33

1,55

29,06% 39,26%

dupla

2,62

1,03

szimpla

4,38

1,45

33,07%

szimpla

6,85

7,24

105,69%

dupla

3,54

3,80

107,25% 61,72%

szimpla

2,34

1,44

szimpla

2,77

1,54

55,66%

dupla

1,76

1,03

58,30%

szimpla

3,14

1,44

46,02%

szimpla

4,86

6,98

143,53%

dupla

3,40

3,79

111,62%

szimpla

2,45

1,44

58,96%

szimpla

2,60

1,54

59,24% 60,84%

dupla

1,68

1,02

szimpla

2,63

1,44

54,80%

szimpla

5,08

6,98

137,30%

dupla

3,07

3,79

123,49%

de az esetek többségében az ECCS merevebb burkolatot számol, mint a valóság. A jelentős eltérések miatt célkitűzéseink közé tartozik az Eurocode formula pontosítása, egy, a kísérleti eredményeinket jobban követő eljárás kidolgozása, amely tartalmazza a fent említett külpontosság miatt bekövetkező merevségcsökkenés figyelembevételét. Ezt a pontosítást a teljes léptékű kísérlet során mért merevségek alapján végezzük el, ami lehetőséget biztosít egyéb, az ECCS ajánlásból hiányzó paraméterek vizsgálatára is.

tékeket összehasonlítva megállapítható, hogy a számítási ajánlásban megjelenik a magasság növekedéséből adódó merevségcsökkenés a trapézlemezek esetében. Azonban a különböző méretű szelemeneknél ez a tendencia nem teljesül minden esetben. A 2. és 3. táblázatokban láthatók az ECCS által ajánlott számítás eredményeinek aránya a kísérlet során kapott eredményekhez képest. A százalékos változás feltüntetésénél minden esetben a kísérletben kapott merevségeket tekintettük 100%-nak.

TELJES LÉPTÉKŰ KÍSÉRLET ÉS SZÁMÍTÁS ÖSSZEHASONLÍTÁSA

2. táblázat: Burkolat számított és kísérletben kapott lágysági értékei, minden második völgyben leerősített kialakítás szerint

Az ECCS ajánlással való összehasonlítást elvégeztük a teljes léptékű kísérletre is. Az alábbi diagramon (5. ábra) ábrázoltuk az egyes lágysági komponensek értékeit, illetve egymáshoz viszonyított arányát. A különböző méretű szelemenekhez és trapézlemezekhez tartozó lágysági ér-

PE-R (6)

Z150 Z200

EC [mm/kN]

Kísérlet [mm/kN]

Összehasonlítás [%]

LTP45

1,652

1,416

116,6%

LTP20

0,583

1,293

45,1%

LTP45

1,608

1,616

99,5%

LTP20

0,539

1,515

35,6%

3. táblázat: Burkolat számított és kísérletben kapott lágysági értékei, minden völgyben leerősített kialakítás szerint PE-R (6a)

Z200 5. ábra: Számítási ajánlás lágysági értékei

80

EC [mm/kN]

Kísérlet [mm/kN]

Összehasonlítás [%]

LTP45

0,497

0,964

51,6%

LTP20

0,321

1,267

25,3%


A kísérleti és számítási eredményeket összevetve, a legnagyobb eltérés közel 65%-ra adódott, tehát indokolt a különbség elemzése és a számítási ajánlás pontosítása. A számítási formulákat két értékkel jellemeztük. A kísérleti eredményektől való átlagos abszolút eltéréssel, amit a következőképpen számítottunk:

A trapézlemezt a két végén a csavarok helyén függőlegesen támasztottuk meg, illetve minden völgyben működtettünk egy teherhordási iránnyal párhuzamos, vízszintes elmozdulást (z irány), hogy a trapézlemez nyírással vegye fel a terheket (6. ábra).

(1) xc xe n

– a számított merevség, – a kísérletben kapott merevség, – kiértékelt konfigurációk száma.

A számított és a kísérletben mért értékek viszonyát egy másik mennyiséggel is jellemezhetjük, ami figyelembe veszi az eltérések és a kísérleti eredmények arányát, illetve érzékenyebb az eredmények szórására. Ezt röviden relatív eltérésnek nevezzük a továbbiakban és a következőképpen számítjuk (a jelölések azonosak az előzővel):

(2) Ezek alapján az átlagos abszolút eltérés 0,557 mm/kN, a relatív eltérés 50,6%. Az Eurocode sokkal merevebbnek tekinti a burkolatot a valós merevségénél.

LÁGYSÁGI KOMPONENSEK VIZSGÁLATA

6. ábra: LTP45 megtámasztási viszonyai

Ez a z irányú elmozdulás lineárisan változik a vízszintes élek mentén a völgyekben, nullától 1 mm-ig. Tehát a fix megtámasztású oldalon 0 mm az elmozdulás-kényszer, a másik oldalon pedig 1 mm. A megtámasztási kényszerek felvételénél figyelembe vettük a valós viselkedést (7. ábra).

Az eltérés okának meghatározásához szükséges az ECCS által megadott lágysági komponensek részletesebb vizsgálata (4. és 5. táblázat). 4. táblázat: Különböző típusú trapézlemezek lágysági komponenseinek összehasonlítása

Elméleti deformáció

Lágysági komponensek mm/kN

c1.1

c1.2

c2.1

c2.2

c2.3

LTP45

0,936

0,023

0,017

0,084

0,183

LTP20

0,148

0,021

0,011

0,045

0,165

Százalékos arány

15,8%

91,3%

64,7%

53,6%

90,2%

5. táblázat: Különböző típusú szelemenek lágysági komponensének összehasonlítása

Valós viselkedés – szelemenmegtámasztás hatása

7. ábra: Trapézlemez deformációja [3]

Az egységnyi elmozdulás hatására ébredő reakcióerő alapján számítható a lágyság. A deformált alakot mutatja a 8. ábra. A modellel kapott lágysági értékek közel megegyeznek az Eurocode számításban kapott értékekkel, tehát elmondható, hogy a trapézlemez deformációiból adódó lágyságot az Eurocode elegendően pontosan veszi figyelembe.

Lágysági komponens mm/kN

c3

Z150

0,188

Z200

0,100

Százalékos arány

53,2%

A különböző típusú trapézlemezeknek a burkolat deformációiból adódó lágyságai c1.1 és c1.2 közötti eltérés a valós viselkedést mutatja, miszerint a 45 mm magasságú trapézlemezhez nagyobb lágyság tartozik, mint a 20 mm magasságú trapézlemezhez. Azonban mivel a megfelelő tendenciájuk szükséges, de nem elégséges feltétel, ezért vizsgálnunk kellett, hogy ezek az értékek elegendően pontosak-e. A trapézlemez deformációiból és nyíró igénybevételeiből származó lágysági értékek helyességének ellenőrzéséhez készítettünk egy-egy végeselemes modellt Ansys programban [6] a különböző trapézlemez profilokhoz.

8. ábra: LTP45 elmozdulási ábrája


81

A rögzítőelemek megcsúszásából származó lágysági értékek pontossága csak további kísérletsorozattal állapítható meg, ezért ezen tagok helyességét jelen kutatásban elfogadtuk.

6. táblázat: Szelemen merevségéből származó diafragmalágyságok PE-R (6-6a) Szelemen

A SZELEMENHAJLÍTÁSI MEREVSÉG FIGYELEMBEVÉTELE

Z150

Előzetes kutatási eredmények [1] alapján elmondható, hogy a szelemen merevségéből számított helyettesítő rugóállandó megfelelően közelíti a számított és a mérési eredmények közti különbséget. A szelemenek merevségéhez hozzájárul a trapézlemez megtámasztás elfordulási merevsége, tehát bevezetünk egy új, c3.2 lágysági komponenst, amiben ezt is figyelembe lehet venni.

Z200 Z200(a)

Trapézlemez

c3.2 [mm/kN]

LTP45

0,822

LTP20

1,715

LTP45

1,153

LTP20

2,483

LTP45

0,763

LTP20

2,454

(3) Ez a tag függ a szelemen magasságától (Hp), a szelemen felső övének szélességétől (bpf1), a szelemenek számától (np), hosszától (a), a trapézlemez vastagságától (tp), a trapézlemez súlypontjának külpontosságától (etr), a csavarok számától (ns), az elfordulás ellen megtámasztó rugómerevségtől (Cd). Ez utóbbi a trapézlemez hajlítási merevségéből és a trapézlemez-szelemen kapcsolatából származó elfordulás elleni rugómerevségből számítható az Eurocode szerint [4]. Ez az elfordulás ellen megtámasztó rugó egyszerűsíthető egy oldalsó elmozdulás ellen megtámasztó rugóval a 9. ábra szerint.

11. ábra: A burkolat számított lágysága a bevezetett lágysági komponenssel

TETŐ HAJLÁSSZÖGÉNEK FIGYELEMBEVÉTELE Az ECCS a burkolat lágyságának meghatározása során nem veszi figyelembe a tető hajlásszögét. Magastetők esetében azonban ez elengedhetetlen, ennek hiányában a valóságtól számottevően eltérő értékeket kapunk. A tető ferdeségét a 12. ábrán látható módon vehetjük figyelembe [5]:

9. ábra: Szelemen szabad felső övének modellje, mint rugalmas ágyazású gerenda [4]

A 10. ábra szemlélteti a trapézlemez súlypontjának távolságát a gerenda felső övétől (etr). 12. ábra: Tető ferdeségének figyelembevétele [5]

Ahol: F D

– terhelőerő [kN] – erő irányú elmozduláskomponens [m]

A tető ferdeségét figyelembe véve a teljes burkolat lágysága a következőképpen számítható [5]: 10. ábra: Trapézlemez külpontossága

(4)

Az így kapott, a szelemen merevségét és a trapézlemez külpontosságát figyelembe vevő, új lágysági komponensek értékei, c3.2 a 6. táblázatban láthatók: Ez a bevezetett lágysági komponens hozzáadódik a korábban bemutatott komponensekhez, hatását a 11. ábra mutatja.

82

A tető hajlásszögét, a szelemenek hajlítási merevségét is figyelembe vevő, egész tetőre értelmezett lágysági eredmények és összevetésük a kísérletben kapott eredményekkel a 7. táblázatban látható. A külpontosság figyelembevételével a legnagyobb eltérés ~30%, az átlagos abszolút eltérés a kísérleti eredményektől már csak 0,181 mm/kN, a relatív eltérés 16,6%.


7. táblázat: Burkolat merevsége a számítási eljárásunkkal PE-R (6-6a) Szelemen Z150 Z200 Z200(a)

Trapézlemez

Számított [mm/kN]

Kísérlet [mm/kN]

Százalékos arány

LTP45

1,823

1,416

128,7%

LTP20

1,273

1,293

98,4%

LTP45

1,930

1,616

119,5%

LTP20

1,573

1,515

103,8%

LTP45

0,777

0,964

80,5%

LTP20

1,368

1,267

107,9% 14. ábra: Külső- és belső trapézlemezt is tartalmazó burkolat lágysági értékei

A CSARNOK TELJES LÁGYSÁGA A teljes csarnokra vonatkozó lágyságot a következő összefüggéssel számíthatjuk: (5) ahol a ckeret a kísérletek alapján számított keret lágyság. A cburkolat pedig az ECCS ajánlás módosításával kapott számítási eredmény. A maximális eltérés így már csak 10,3%, az átlagos abszolút eltérés 0,038 mm/kN, a relatív eltérés 7,2%, ami jó közelítést jelent.A burkolat és keret nyírási lágyságának viszonyát a 13. ábra szemlélteti.

ÖSSZEFOGLALÁS Kutatási eredményeink alapján megállapítható, hogy a tető, a falak és a födém igen hatásos együttdolgozó diafragma merevítést biztosítanak a csarnokszerkezetnek. A diafragma hatásossága teljes léptékű kísérletekkel és használatban lévő épületeken keresztül is bizonyított. Ha figyelmen kívül hagyjuk a diafragmahatást, az épület tervezett viselkedése ellentmondásba kerülhet a valós viselkedéssel, aminek következtében egyes szerkezeti elemek, részek túlterheltté válhatnak. A pontos erőjáték tervezéséhez, illetve meghatározásához tehát szükséges ismerni a burkolat merevítő hatásának mértékét. Ennek a merevítő hatásnak az Eurocode alapú számítására tettünk pontosítási javaslatot ebben a cikksorozatban. Továbblépésként, mind a panelkísérletek, mind pedig a teljes léptékű kísérletek eredményét szeretnénk felhasználni héj végeselemes modellek validálására, és a kísérleti programot kiterjeszteni egy nagyobb paraméter-tartományra, hogy tovább tudjuk pontosítani a számítási eljárást.

HIVATKOZÁSOK [1] Lendvai A., Joó A.L.: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 1. rész: panelkísérletek”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 60–65.

13. ábra: Csarnok lágysági komponensei

KÜLSŐ ÉS BELSŐ BURKOLATÚ KIALAKÍTÁS Az előző számítások alapján végeztük el a dupla trapézlemezt tartalmazó burkolat lágyságának számítását is. Ez a kialakítás azonban kétszer annyi trapézlemezt tartalmaz, amit a burkolat deformációiból adódó lágyságok (c1.1 és c1.2) számításában vettünk figyelembe. Ezeknek a tagoknak az értékét feleztük, ami kétszeres hozzáadott merevséget jelent (14. ábra). A legnagyobb eltérés ebben az esetben 22%. Az átlagos abszolút eltérés 0,103 mm/kN a relatív eltérés pedig 10,8%. Tehát a számítás erre az esetre is jól alkalmazható.

[2] Joó A.L., Mayer R.: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 2. rész: teljes léptékű kísérlet”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 66–77. [3] European Recommendations for the Application of Metal Sheeting acting as a Diaphragm – Stressed Skin Design, ECCS (European Convention for Constructional Steelwork), 1995. [4] Eurocode 3, EN 1993-1-3, General rules, Supplementary rules for cold-formed members and sheeting, October 23, 2006. [5] Radnay L.: „Meglévő acél keretszerkezetek határállapotainak vizsgálatai”, PhD értekezés (A merevítrendszer átalakítása, a burkolat hatása), 2014. [6] ANSYS Academic, Release 14.5


83

Balogh Tamás doktorandusz Dr. Vigh László Gergely egyetemi docens BME Hidak és Szerkezetek Tanszék

VÁLTOZÓ KERESZTMETSZETŰ ACÉL CSARNOKSZERKEZETEK OPTIMÁLIS TERVEZÉSE TŰZHATÁSRA OPTIMAL DESIGN OF TAPERED STEEL PORTAL FRAME STRUCTURES SUBJECTED TO FIRE EFFECTS Az európai szabványok bevezetésével a különleges, extrém hatások mint például földrengés vagy tűzteher a korábbiakhoz képest nagyobb figyelmet kapnak, így sok esetben magasabb követelményszintnek megfelelően kell igazolnunk szerkezeteink megbízhatóságát. A korszerű szabványoknak megfelelően pontosabban kell elemeznünk a szerkezetek magas hőmérséklet alatti viselkedését. Ennek következtében Magyarországon is újra előtérbe került a koncepcionális ter vezés és az optimális szerkezetválasztás. Jelen cikkben a Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem Hidak és Szerkezetek Tanszék és a Rutin Kft. együttműködésében megvalósult HighPerFrame K+F+I projekt szerkezetoptimálási feladatrészének főbb eredményeit foglaljuk össze acél keretszerkezetek tűzteherre történő optimális tervezésének vonatkozásában.

In Hungary since the introduction of European Standards the extreme effects, such as seismic or fire effects, have a greater importance, and thus we have to ensure the reliability of structures according to higher requirements. According to the modern codes, the structural response under fire exposure has to be analyzed more accurately. For this reason, the conceptual and optimal design of structures became more important. In this paper, the optimal design of steel portal frame structures subjected to fire effects is investigated. The study summarizes the main results and outcomes of structural optimization research activity connected to the HighPerFrame RDI project (in cooperation of Budapest University of Technology and Economics – Department of Structural Engineering and Rutin Ltd.) related to optimal fire design of the investigated structures.

1 BEVEZETÉS

kifejlesztése, melyekkel az optimális kialakítás egyszerűen meghatározható. A kutatási projekthez kapcsolódóan kifejlesztettünk egy globális optimáló algoritmust, mely alkalmas fejlett analízis és kiértékelő módszereket felhasználva optimális szerkezetek meghatározására a vizsgált paraméter-tartományon belül. Jó teljesítőképességű szerkezetek meghatározásához különleges/extrém terhekre az ún. teljesítményalapú tervezés módszere került implementálásra az optimáló algoritmusba. A kutatás hátterét, valamint a tűzhatás modellezése, a szerkezeti válasz elemzése és az alkalmazott analízismódszerek előzményeit a [9, 10, 11] szakirodalmak ismertetik részletesen. Így a tűzhatás modellezésében, a korszerű tűzvédelmi kialakítások megválasztásában a [9, 10] eredményeire, míg az analízisrendszer kialakításában és az analízistípusok meghatározásában [11] eredményeire támaszkodtunk.

A HighPerFrame K+F+I projekt [1] egyik kiemelt célja volt a tűzhatás alatti magas teljesítőképességű szerkezeti kialakítások meghatározása. Azonban optimális és gazdaságos szerkezeti kialakítás megtalálása a szerkezeti viselkedés nemlinearitása, a tervezési változók nagy száma és a tűzhatásban rejlő szintén nagy nemlinearitás miatt általában nehézkes, időigényes próbálgatási folyamat lehet. Ez hangsúlyosan igaz különleges szerkezetkialakítások, így változó keresztmetszetű keretek esetében. Tovább fokozza a feladat nemlinearitását a rendkívüli terhek figyelembevétele az optimális szerkezeti kialakítás keresése során. Ilyen esetekben a fejlett szerkezetoptimálási módszerek alkalmazása hatékony eszköz lehet optimális szerkezetek meghatározására. Magyarországon a szerkezetoptimálás terén Farkas és Jármai munkásságuk során számos acélszerkezeti problémára adtak megoldást, pl. [2, 3, 4]. A BME Hidak és Szerkezetek Tanszék korábbi kutatásaiban is kiemelten foglalkozott már szerkezetoptimálással egyedi szerkezettípusok és szerkezeti kialakítások kapcsán [5, 6, 7, 8]. A kutatásunk során vizsgált szerkezeti probléma jellemzője a nagyfokú nemlinearitás, a változók nagy száma és a megbízhatósági analízis alapú megközelítés. A megoldás eszközében szükségszerűen túl kell mutatnia a hagyományos optimálási feladatok eszköztárán, így a kutatás célja a számítógépi numerikus módszereket igénybe vevő fejlett eszköztár kidolgozása, az optimális szerkezetkialakítások meghatározása, továbbá tervezési koncepciók és eljárások

84

2 OPTIMÁLÁSI FELADAT 2.1 Optimálási feladat A szerkezetoptimálás általános feladata megtalálni a lehető leggazdaságosabb szerkezeti kialakítást, amelyet általában a legkisebb tömegű, legkisebb bekerülési költségű vagy legkisebb életciklus-költségű szerkezetként definiálnak, [3]. Extrém hatások esetében, amelyeknek a következményei jelentősek lehetnek, a szerkezet életciklusára vetítve a leggazdaságosabb szerkezet nem feltétlenül egyezik meg a legkisebb kiindulási költséggel tervezendő


szabványos, maximális kockázat minimális megbízhatóság költség(C) kockázat (R)

C, R

C+R

C

C+R C

R

R

biztonság

biztonság

/11 VJM/1 K

T/7

A

T/6

T/5

VBM/4

VB M/3

T/5 T/4

1

LK/3

T/5

FO/6

E

T/4

I

D

RT/1 T/6

T/2

VB M/3

O/5

2

K/6

C

B

A

szerkezettel. Amint az 1. ábra is illusztrálja, elképzelhető, hogy minimális – a szerkezet teljes költségének néhány százalékát kitevő – többletköltséggel a szerkezet megbízhatósága jelentősen növelhető, aminek következtében egy esetleges földrengés, vagy tűz során a kialakuló károk is jelentősen csökkenthetők. A kutatás során vizsgált szerkezeti kialakítás (2. ábra) egy 19 méter fesztávolságú raktárcsarnok-szerkezet, S355ös acélminőségből készülő, változó keresztmetszetű hegesztett főtartókkal. A keretállások távolsága 6 méter, a keretek vállmagassága 5,9 méter. A főtartók csuklósan kapcsolódnak az alapozáshoz, az oszlop–gerenda kapcsolat merevnek és teljes szilárdságúnak tekinthető. Az oszlopok nyomott övét kifordulás ellen hosszirányú merevítések támasztják meg hozzávetőlegesen az oszlop felében. A számításainkat további, kiegészítő merevítés (6 darab hosszirányú merevítés a gerenda nyomott övének megtámasztására, egyenletesen kiosztva a tető síkjában) feltételezésével végeztük el, ugyanis a nagy profilfaktorú, vékony trapézlemez burkolat megtámasztó hatására a gerendák esetében magas hőmérsékleteken nem számíthatunk, hiszen a gyors felmelegedésük miatt merevségük rendkívül gyorsan lecsökken [10]. A feladat keretén belül optimálandó változók a főtartó keresztmetszeti méretei, a merevítőrendszer, illetve a szükséges tűzvédelmi bevonat vastagsága. Az optimálás során egyenlőtlenségi korlátozó

3

O/1

VJ M/2

FO/2

K/3

K/4

K/1

T/2

T/8

K/6

LK/2

VJM/1

LK/1

T/8

T/7

T/1

K/6

K/6 K/6 K/6 G/9 K/2

O/2

FO/6

VBM/4 T/2

/11 VJM

K/7

K/7

K/6

VH/1

/9 VBM

M/2 VJ

/11

T/8

KK/2 FO/7

FO/5

O/4

K/5 K/6

K/9

G/10 T/2

T/7 T/8 T/7

KK/2

FO/8

VJM /4

HO/1 BV/7

KK/1

KK/2

K/8

K/6 K/6 K/6 ZS/3

T/5

4

/11

K/6

K/7

4

VJM

G/5

VJM

B

T/1

G/7

/1 VBM

/11 VJM M/5

M/2 VJ

/1 VH

E

ZS/2 /9 VBM

/11 VJM

G/3 VH/1

/11

T/1

M VJM /1 /4

5 M/1

5 M/1

M/5

/1 VH

VH/1

VB

VB

C

/11

T/1

H

4

VJM

T/1

G/2

KK /6

M/2 VB

/1 VBM

/11 VJM

HO/7

/7 VBM

HO/7

HO/2

M/1

/1 VH

/4 VJM

VJM

/19

KK /6

5 T/1

G/6

/5 VBM BV /2

M/2 VB

M VB

BV /3

HG/3 G/4

VH/1

VBM/5

VJM/4

T/1

/1 VH

M/6

S/1

M/8

M/6

/19

/1

T/1

/4 BV/4

S/1 6

M VB

BV /6

BV /4

HG

F

VJM

HO/2

VJM/4

VJ M/2

M/3 /8/4 MJM VBM/8 VBV

G

BV /5

VBM/7

BV/7

T/1

BV /4

S/1

HO/4

KK/2

/6

VJM/8

/7 HG

HG/7

BV /4

VBM /6 7

S/1

BV /4

BV /4

J

VBM

T/3

BV /4 KK/2

S/1

VJM /4

HO/7

ZKK/3 VBM/16

/8 KK/2

M/7

T/5

HG/7 KK /6

FO/4

8

HO/2

VJ M/4 FO/10

FO/3

HO/6 BV/7

BV KK/2 /6

ZKK/4 BV /3

S/1

T/3

BV /4

BV /6

ZKK/3

VJM/8

VJM

T/1

HG/7

M/2

KM/3

ZKK/4

M/7

/7 HG

/16

M/4

/7 HG

ZKL/2

VB

M/4

VBM

KM/3

/17

ZS/1

VJM/4

KM/3

VBM

FO/1

VBM/11

ZK/1

HO/5

/8 VJM

/3 M/7 KM

BV/7

ZKK/3

ZK/3

VB

/8 V JM

M/2

VJM /4 M/1

ZK/3 ZKK/4

ZKK/4

B VJ V/5 M/4

kockázat

KM/3

M/6

HG/5

KK/2

VBM /13 VJM /4 VBM VJM/12 /4

M/7 S/1 ZKL/2 ZKK/3

VB M/1 VJM/4 VBM/12

VH/1

M/6

O/6 ZK/1

7 M/1 VB O/3

/4

KM/3

/17 VBM

/8 VJM

/8

VBM/12

1. ábra: Optimális tervezés, költség és kockázat kapcsolata

G/8

2

VJM

S/1

VBM/12

VB M/1 M/1

VJM

M/6

VH/1 VBM/1

VBM/10

/8 V JM

VJM/4

T/5

S/1

/4 HG

M/6

D

M/3

VJM/4 VJM/4

VJM/4 VBM/12

VBM/13

VJM/4

/11 S/1

7 M/1 VB

/1 VH

G/1

VBM

VJM/4

K /1 VH

VBM/10

C

2. ábra: Változó keresztmetszetű raktárcsarnok

feltételként definiáltuk a szerkezeti elemek tartós tervezési állapotban vizsgálandó teherbírási és merevségi követelményeit, a szerkezet minimális megbízhatósági szintjére előírt szabványos korlátokat, illetve némely elem esetében diszkrét megkötést adtunk a minimális keresztmetszeti méretre. A kockázat a tönkremeneteli valószínűség és a tönkremenetelkor bekövetkező kár szorzataként értelmezhető. Ennélfogva a kockázat számos tényezőnek lehet a függvénye (pl. épületben tartózkodók száma, tárolt anyag menynyisége, tönkremenetel miatt bekövetkezett leállás okozta direkt és indirekt költségek, melyek messze meghaladhatják a bekerülési költséget), így gyakorta szubjektív és rendívül nehezen számszerűsíthető. Továbbá egy beruházás esetén a bekerülési költség és a kockázat súlyának mérlegelése is tervezési és gazdasági helyzet függvénye. A kutatás során végrehajtott vizsgálataink során ennek következtében a minimális költségre való tervezésre fókuszáltunk.

2.2. Optimáló algoritmus és célfüggvény felépítése Egy optimálási feladat megoldásakor egy függvény (célfüggvény) szélsőértékét (maximumát, vagy minimumát) keressük. A célfüggvény legtöbb esetben a szerkezet költségét, vagy tömegét jelöli. A változókra elő lehet írni korlátozó


85

feltételeket, amelyek megfogalmazhatók egyenlőségek, illetve egyenlőtlenségek formájában is. Egy általános szerkezetoptimálási probléma a következő módon fogalmazható meg (1), ahol x a változókat tartalmazó vektor, f(x) a célfüggvény és g, illetve h betű jelöli az egyenlőtlenséggel (pl. tervezési megkötés MEd ≤ MRd), illetve egyenlőséggel (pl. egyensúlyi feltétel) megadott korlátozó feltételeket: (1)

tételeken keresztül a tönkremeneteli valószínűség beépül a célfüggvénybe (3). A tervezési folyamatban a hatások és szerkezet jellemzői valószínűségi változók formájában jelennek meg, várható értékükkel, szórásukkal és eloszlásukkal. Az optimáló algoritmus célfüggvénye tartalmazza a tönkremeneteli valószínűség meghatározását, mely mindegyik különböző határállapotra a következő integrál (3. ábra) kiszámítását jelenti: (4)

A feladat komplexitása miatt a tervezés szempontjából nem megfelelő szerkezeti kialakítások (1. ábrán szürke, jobb oldali zóna) ún. büntetőfüggvények alkalmazásával zárhatók ki az optimálási folyamatból. Jelen tervezési feladathoz hagyományos (használhatósági, teherbírási határállapotok hagyományos terhekre), illetve valószínűségi megkötések is tartoznak (kockázati megkötések földrengésre és tűzre). Ennek megfelelően a feladat a következőképpen alakítandó át: (2)

ahol a f(X) a határállapot-függvényben megtalálható hatásés ellenállás-oldali valószínűségi változók (X) által képzett eloszlás.

ahol P(x) a büntetőfüggvény, mely kifejtve földrengési és tűzhatásra való méretezéshez:

g (X ) = 0

(3)

g (X ) > 0

g (X ) < 0

X2 X1 3. ábra: Tönkremeneteli függvény és valószínűség illusztrációja

ahol K(x) a szerkezet költsége, fFIRE(x) a valószínűségi megkötésekhez tartozó büntetőfüggvények. A plim,i a megengedett kockázat az i-edik határállapotra. A gSLS(x) és gULS(x) a „hagyományos” terhekre használhatósági és teherbírási határállapotokhoz rendelt büntetőfüggvények. A hi(x) és hlim,i rendre a kihasználtság az i-edik diszkrét határállapotban, illetve a megengedett kihasználtság. Az x vektorban tárolt változók diszkrét értékeket vehetnek fel (pl. hegesztett szelvénynél a kereskedelmi forgalomban kapható lemezvastagságok, vagy adott kapcsolati kialakításhoz tartozó merevség), ezért maga a célfüggvény sem folytonos, csupán a keresési tér bizonyos pontjaiban értelmezett. A feladat jellegzetességei miatt a megoldás keresésére egy természetből ellesett eljárást, a genetikus algoritmust alkalmaztuk, amely heurisztikus (a heurisztika szó görög eredetű, a heureszisz szóból származik, ami rátalálást jelent) úton keresi az optimális megoldást.

3 MEGBÍZHATÓSÁGI ANALÍZIS 3.1 Szerkezet tönkremeneteli valószínűsége A szerkezet teljesítményét a vizsgálat során annak megbízhatósága (R) fejezi ki, mely a tönkremeneteli valószínűség (Pf) segítségével definiálható (R = 1–Pf ,). A tönkremeneteli valószínűség egy tervezési feladat esetében azon esetek arányát jelenti az összes lehetséges kimenethez képest, melyek esetében a hatás oldal meghaladja a szerkezet ellenállását, azaz a g(X) határállapot-függvény [pl. g(X) = MR–ME] nullánál kisebb értéket vesz fel (3. ábra). A korlátozó fel-

86

A megbízhatósági számítások esetében és a szabványos előírásokban megjelenik az ún. megbízhatósági index fogalma, amely a következő kapcsolatban áll a tönkremeneteli valószínűséggel: (5) A szerkezet szabványos előírásoknak való megfelelőségét a vizsgálat során azzal biztosítjuk, hogy meghatározzuk minden egyes tönkremeneteli módra vonatkozóan a szerkezet megbízhatóságát és összehasonlítjuk a szabvány által adott minimális megbízhatósággal. A kutatás során vizsgált csarnokszerkezetek esetében tűzteherre, 50 éves élettartam mellett a JCSS Probabilistic Model Code [12] által átlagos szerkezetre ajánlott β=3,21 célértéket alkalmazzuk, mely összhangban van az MSZ EN 1990:2011 [13] RC1 osztályba tartozó szerkezetre előírt β=3,3 határértékkel.

3.2 Elsőrendű megbízhatósági analízis – FORM algoritmus A tönkremeneteli valószínűséget az ún. FORM (First Order Reliability Method, [14]) elsőrendű megbízhatósági analízissel számítjuk, mely során a tönkremeneteli függvényt/felületetet a tervezési pontban linearizáljuk, hipersíkkal közelítjük, ezáltal nemlineáris tönkremeneteli függvény esetében közelítő megoldást jelent, illetve iterációra vezet. A módszer előnye, hogy egyszerű, gyors, könnyen programozható, illetve kevés derivált számítása is elegendő a felülettel való közelítés miatt. Az optimáló algoritmus


fejlesztésének keretében sor került egy olyan iterációs FORM algoritmus [14] adaptálására, illetve integrálására, amely megbízhatósági analízist hajt végre és számítja a tönkremeneteli valószínűséget minden szerkezetre az optimáló algoritmus egy iterációs lépésén belül. Az algoritmus képes kezelni nagyszámú, nem feltétlenül normális eloszlású, korrelált valószínűségi változó által alkotott, nemlineáris tönkremeneteli függvényet.

3.3 Tönkremeneteli függvény A tűzteherre elvégzett megbízhatósági analízis kulcsa a tönkremeneteli függvény [g(X)], mely alapján a tönkremeneteli valószínűséget is számítjuk, ugyanis e függvény értéke alapján döntjük el, hogy a szerkezet megfelelőnek tekinthető-e a tervezési változók valamilyen lehetséges kombinációjára. A leggyakrabban fellelhető szakirodalmi vizsgálatok és példák egyedülálló elemek megbízhatósági vizsgálatára szorítkoznak, pl. [15, 16 és 17]. Jelen cikkben bemutatott módszer és algoritmus segítségével az eddigiekhez képest pontosabban határozhatjuk meg a kutatásba bevont szerkezeti rendszer megbízhatóságát. Ez elsősorban annak köszönhető, hogy a fejlett analízismódszereket a megbízhatósági analízisbe építve a vizsgált keretet mint elemek együttesét, rendszerben vizsgáljuk. A szakirodalomban találhatunk példát komplex szerkezetek megbízhatóságának számítására is [18, 19], azonban ezek számos egyszerűsítéseket alkalmaznak. A kutatás keretén belül kidolgoztunk egy komplex algoritmust a megbízhatósági analízis tönkremeneteli függvényéhez. A tervezési módszert és az algoritmus működését a 4. ábra illusztrálja. A tönkremeneteli függvény első lé-

pésében a tűzhatás modellezésére alkalmazott tűzgörbe felvétele történik. A kutatás során ISO tűzgörbe [24] helyett a fizikai folyamatok pontosabb modellezésére alkalmas kétzónás tűzmodellel (OzoneV2, [20]) meghatározott tűzgörbét alkalmazzuk. Az acélelemek hőmérsékletét a változó keresztmetszetű elem geometriája és az alkalmazott hőre habosodó festékbevonat vastagsága alapján határozzuk meg. A szerkezeti válasz megfelelő közelítése céljából a változó keresztmetszetű szakaszokat 10 részre osztással közelítjük átlagos inercia alapján. A szerkezet felmelegedési ütemének ismeretében egy időlépcsős, geometriailag és anyagilag nemlineáris szerkezeti analízist hajtunk végre. A megbízhatósági analízis során a 2. ábrán látható vizsgált szerkezet mértékadó, a végfaltól számítva második keretét vizsgáljuk. A numerikus analízisre síkbeli modellt dolgoztunk ki. A szerkezetre állandó, hasznos és meteorológiai terhek hatnak, melyeket a numerikus analízis minden szintjén azonos, konstans szinten veszünk figyelembe. A szerkezet ellenőrzését a részleges imperfekciós eljárással, az ún. általános eljárással (MSZ EN 1993-1-1:2009 [21]) hajtjuk végre, ahol kizárólag a síkbeli imperfekciókat vesszük figyelembe az analízisben, így kezelve a síkbeli stabilitásvesztési problémákat, míg a síkra merőleges stabilitásvesztési módokat csökkentő tényezős eljárás segítségével vizsgáljuk. A csökkentő tényezők számításához minden időlépcsőben meg kell határozni a vonatkozó kritikus belső erőket és keresztmetszeti ellenállásokat, tekintettel az acélanyag rugalmassági modulusának, szilárdságának degradációjára és az igénybevételek átrendeződésére. A stabilitásvesztéshez tartozó pont, amelynél az elem így számított kihasználtsága meghaladja az 1,0-t, megadja a teherbíráshoz tartozó időtartamot, mely alapján számítjuk az idő alapon felírt tönkremeneteli függvény értékét.

T [C°]

t [min]

u [mm]

T [C°]

K M cr x

K 1.0 F op tR

D ult ,k

N cr ,z x

D cr ,op

N x M y x Ax W y ,el x

O op

D ult ,k D cr ,op

F op

minF z , F LT

g x

t [min]

t 1 0 tR


4. ábra: Tűzhatásra kidolgozott tönkremeneteli függvény működése

87

A figyelembe vett tönkremeneteli módok között megtalálható a főtartók szilárdsági és stabilitási tönkremenetelei, valamint a szerkezeti elemek és kapcsolatok képlékenyedésével létrejövő képlékeny mechanizmus kialakulása. A bemutatott algoritmus és tönkremeneteli függvény alkalmazásával számítható valószínűség feltételes valószínűség. A tűz meggyulladásának és továbbfejlődésének valószínűségét a következő képlettel vesszük figyelembe: (6) A (6)-ban A esemény a tönkremenetel, míg B esemény a megfelelő súlyosságú tűz bekövetkezése [15, 16].

3.4 Valószínűségi változók A szerkezet válaszát és tűzállóságát számos tervezési változó és paraméter befolyásolja, melyeket természetüknek és hatásuknak megfelelően determinisztikus vagy valószínűségi változóként kezeltünk. Az 1. táblázat tételes felsorolásban bemutatja, hogy mely változókat tekintettük valószínűségi változóknak a megbízhatósági analízis keretén belül, valamint megadja a figyelembe vett eloszlástípusokat és azok paramétereit. Némely paraméter változékonysága elhanyagolható kis szórásuk miatt, így ezen változók összevonásra kerültek egy nagyobb bizonytalansági szorzótényezőbe. Erre példa az elemek hőmérsékleti értékére bevezetett szorzótényező, mely magában foglalja a hőmérsékleti hatásnak, acél fajhőjének, tűzvédelmi bevonatnak és a keresztmetszeti tényezőnek a bizonytalanságait. A valószínűségi változók között nem szerepelnek a szerkezet főbb geometriai méretei, így a fesztávolság, taréjmagasság stb., ugyanis ezen változók kis szórása elhanyagolható mértékben befolyásolja a szerkezet válaszát. A geometriai méretek bizonytalanságát a kétzónás tűzmodellel végzett számításokban is elhanyagoltuk. A szerkezetre ható további terhek közül valószínűségi változónak tekintettük az állandó jellegű hasznos terheket, a szélterhet, illetve a hóterhet. A hasznos teher szórását önálló mérnöki megfontolás alapján, a meteorológiai ter-

hek bizonytalanságát a hivatkozott források szerint vettük fel. Az egyes hatások kombinálódását a Turkstra-szabály alapján vettük figyelembe [22] ajánlása alapján. Ennek megfelelően a tűzhatást mint kiemelt hatást 50 éves referenciaidőszakra vonatkozó eloszlásával, míg a meteorológiai hatások egyéves időszakra vonatkozó maximális értékeinek eloszlásával vettük figyelembe. Azonban nem csupán a tűz- és egy meteorológiai hatás együttes felléptére, hanem a különböző esetleges hatások együttes, illetve tűzzel egyidejű felléptére is gondolnunk kell. Mivel a hivatkozott meteorológiai hatások időbeli eloszlásai mérési adatok hiányában nem ismertek, illetve az optimálást különböző helyszínekre elvégezzük, a biztonság javára való közelítésként a hó- és szélterheket együttesen 1 éves maximumértékeikkel működtettük a szerkezeten.

4 SZERKEZETOPTIMÁLÁS 4.1 Paraméteres vizsgálat A vizsgált csarnokszerkezet funkciója raktár, melyben könnyűbetongyártáshoz szükséges alapanyagok (polisztirolgyöngy, cement) raktározása történik. A tűzszakértő által számított tűzterhelés értéke 1086 MJ/m2. OzoneV2 szoftverrel meghatározható tervezési tűzgörbét (E) az 5. ábrán tüntettük fel. Annak érdekében, hogy a vizsgálandó szerkezettípusra vonatkozóan további javaslatokat, tapasztalatokat és irányelveket tudjunk megfogalmazni, az optimalizálást nem csupán egy esetre végeztük el, hanem különböző bemeneti paraméterek mellett vizsgáltuk az optimális kialakításokat. Hasznos információkkal szolgálhat a tűzvédelmi bevonat, illetve a szerkezet erősítésének szükségességéről, ha megvizsgáljuk, milyen optimális szerkezetkialakítások adódnak a 15, 30 és 45 perces teherbírási követelményekre. Továbbá bemutatunk egy olyan vizsgálatot, amelyben a jelenlegitől eltérő használatú, enyhébb tűzhatással terhelt szerkezetet optimalizálunk. Ennek érdekében vizsgálatainkat kiterjesztjük az 5. ábrán látható (G) tűzgörbére is: jelentősen kisebb (20 MJ/kg) égéshővel rendelkező anyag feltételezésével az adódó tűzhatás 543 MJ/m2.

1. táblázat: Valószínűségi változók – tűzhatás Várható érték, m

Relatív szórás, CoV

Eloszlás

Forrás

0,07

lognormális

[12]

0,2

0,2

normális

Szél

számítás

0,5

gumbel

[23]

Hó

számítás

0,7

gumbel

[22]

Bal oldali talpkapcsolat teherbírása

1,25

0,15

lognormális

[12]

Jobb oldali talpkapcsolat teherbírása

1,25

0,15

lognormális

[12]

Taréjkapcsolat teherbírása

1,25

0,15

lognormális

[12]

Bal oldali gerenda-km.

1

0,05

normális

[12]

Jobb oldali gerenda-km.

1

0,05

normális

[12]

Jobb oldali oszlop-km.

1

0,05

normális

[12]

Hatásoldali modellbizonytalanság

1

0,15

lognormális

Ellenállás-oldali modellbizonytalanság

1

0,3

lognormális

Megnevezés Folyáshatár Áll. jellegű hasznos teher

Acélhőmérséklet

88

lognormális


Számítás, Monte Carlo

Tervezési Ozone tűzgörbe E Tervezési Ozone tűzgörbe G

Tervezési ISO tűzgörbe

5. ábra: A számított tűzgörbék és a szabványos ISO tűzgörbe összehasonlítása

Az ábra alapján látható, hogy a szerkezet rendkívüli igénybevételeknek van kitéve, az ISO [24] tűzgörbéhez képest az OzoneV2 tűzgörbék esetében a kezdeti, a teljes lángba borulás (flashover) előtti szakaszban kisebb hőmérsékletek adódnak, míg a flashover utáni szakaszon a kialakuló hőmérsékletek jelentősen meghaladják az ISO görbéről leolvasható értékeket. A rendkívül magas hőmérséklet az E görbe esetében a tárolt polisztirolgyöngy nagy mennyisége és magas égéshője következtében adódik. A vizsgálat során a kétzónás tűzmodell alkalmazása révén tett közelítés, miszerint az éghető anyag a teljes területen lángra kap, nyilvánvalóan a biztonság javára tett közelítésnek tekinthető. E közelítés azonban nem okoz nagy hibát a számításokban, ugyanis kétdimenziós modell segítségével csak a legjobban igénybe vett keretet vizsgáljuk, illetve a polisztirolhab gyors égése következtében feltételezhető, hogy 15–20 perc után a tárolt anyag majdnem teljes felületen lángra kap. A fenti ábrarészen látható görbék tervezési görbéknek tekinthetőek, ugyanis a bemenő paraméterek (szabványos, vagy tűzszakértő által megadott) tervezési értékeire lettek meghatározva. 30%-os relatív szórású lognormális eloszlást feltételezve ezen tervezési görbékből származtattuk a várható értékű tűzgörbéket. A vizsgált szerkezeti eseteket a 2. táblázat foglalja össze. Vizsgáltuk a tűzvédelmi bevonat szerepét bevonat nélküli esetek optimálásával, illetve vizsgáltunk az eredeti szerkezettel megegyező megbízhatósági szintű szerkezeti kialakítást

is, hogy illusztráljuk, az optimális megoldás mennyivel és miben tér el a hagyományos módon méretezett szerkezettől. Az eredményeket a következő pontokban foglaljuk össze.

4.2 Az eredeti szerkezet tűzvédelme A vizsgált szerkezet esetében szükséges tűzvédelmi bevonati vastagságokat meghatároztuk a főtartó elemeinek tönkremeneteléhez rendelhető kritikus hőmérsékletek alapján. A kritikus hőmérsékleteket (tekintettel a stabilitási tönkremenetelekre is) az MSZ EN 1993-1-2:2013 [25] szabvány alapján vettük fel. A festék szükséges vastagságát az adott termék (Dunamenti Tűzvédelem Zrt. által gyártott Polylack A, [26]) gyártói adatszolgáltatása alapján határoztuk meg, felhasználva egy ECCS ajánlást [27] ekvivalens hőmérsékleti ellenállás számítására. R15, R30 és R45 követelményszintekre a szükséges tűzvédelem vastagságát és a vizsgált csarnok főtartójának tartós tervezési állapotra számított szelvényméreteit a 6. ábra foglalja össze. A magassági méretek befoglaló méretként és nem lemezméretként értendők. Számításaink során Polylack A festékbevonat jellemzőit vettük alapul, azonban a cikkben található festékvastagságok egyszerűen átszámíthatók, amennyiben egy másik típusú festékanyag tervezési segédletében megadott vastagságokat szintén az MSZ EN 13381-8 szabvány [28] előírásai alapján határozták meg (a szabvány megadja a hőre habosodó festékek kemencés vizsgálatának peremfeltételeit).

2. táblázat: Tűzteherre optimált esetek Tűzterhelés tervezési értéke

Teherbírási követelmény

Megbízhatósági index célértéke

E45

1086 MJ/m2

45 perc

3,21

E30

1086

MJ/m2

30 perc

3,21

E15

1086 MJ/m2

15 perc

3,21

G45

540

MJ/m2

45 perc

3,21

G30

540

MJ/m2

30 perc

3,21

G15

540 MJ/m2

15 perc

3,21

540

MJ/m2

30 perc

3,21

tűzvédelem nélkül

540

MJ/m2

15 perc

3,21

tűzvédelem nélkül

E45II

1086 MJ/m2

45 perc

3,5

E45III

1086 MJ/m2

45 perc

2,9

MJ/m2

30 perc

2,91

Eset

G30 tn G15 tn

E30II

1086


Megjegyzés

összehasonlító futtatás

89

R45

R30

6. ábra: Tűzhatásra méretezett bevonati vastagságok

R15

Fajlagos költség

A 2. táblázatban található felsorolás közül az első hat esetet alapeseteknek tekintjük, melyek optimálási eredményeit elsőként mutatjuk be (7. ábra). Az első három eset a tűzszakértő által megadott tűzterhelés figyelembevételével készült, a többi esetnél kisebb tűzterheléssel számoltunk. Megvizsgáltuk a kialakításokat R15, R30 és R45 követelményszint mellett is. A 7. ábra bal oldali részén a függőleges tengelyen egy keret arányosított költségét (szabványos módon, ugyanazon követelményszintre méretezett szerkezet költségéhez viszonyítva) ábrázoltuk tűzvédelemmel együtt, míg a vízszintes tengelyen az iterációs lépések láthatóak. A folytonos és szaggatott vonalak az adott iterációs lépésben legjobbnak ítélt szerkezeti kialakításokhoz tartozó költségeket mutatják. Az ábra jobb oldalán a számított eredményeket megbízhatóság–költség grafikonon ábrázoltuk, ahol a vízszintes tengelyen a megbízhatósági index látható. Az ábrák

alapján látható, hogy kifejlesztett algoritmus működését már az optimálás kezdetétől gyors konvergencia jellemzi. Látható továbbá a bemutatott eredményekből, hogy a kifejlesztett optimáló algoritmus a legjobb megoldás keresése során számos lehetséges szerkezeti kialakítást megvizsgál, amely a feladat bonyolultsága és nagyfokú nemlinearitása miatt kézi számítással majdhogynem elképzelhetetlen lenne. Értelemszerűen a legköltségesebb szerkezeti kialakításokat 45 perces teherbírási követelmény mellett kapjuk, míg legolcsóbbnak R15 követelményre méretezett szerkezetek bizonyultak. A végső eredményeket összevetve az is látható, hogy alacsonyabb tűzterhelés mellett számított szerkezeti kialakítások ugyanannyi tűzben töltött idő mellett jóval olcsóbbnak mutatkoznak. Ez utóbbi természetesnek tűnik, amennyiben összehasonlítjuk a két Ozone tűzgörbét (5. ábra). Ebből azt a következtetést vonhatjuk le, hogy a szerkezet megbízhatósága függ a tűzszakaszban lévő gáz felmelegedési sebességétől és a kialakuló maximális hő-

2

2

1.8

1.8

1.6

1.6

Fajlagos költség

4.3 Alapesetek optimálási eredményei

E45

E45

E30

E30

1.4

1.4

E15

E15 G45

G45

G30

G30 1.2

G15

G15

1.2

1

1

0.8 0

10

20

30

40

50

0.8

60 -3.8

-3.7

-3.6

-3.5

Iterációs lépés

-3.4

-3.3

-3.2

-ȕ

7. ábra: Optimálási algoritmus konvergenciája az alapesetekben (E – magasabb tűzterhelés; G – alacsonyabb tűzterhelés)

90


-3.1

E45

G45

E30

G30

E15

G15 8. ábra: Tűzteherre optimált esetek

mérsékleti értékektől. Továbbá, mivel a tönkremenetel valószínűsége függ a tűz bekövetkezésének valószínűségétől (6), két azonos kialakítású, de más funkciójú létesítmény esetén a szerkezet megbízhatósága is különbözőre adódik. Másképpen megfogalmazva olyan esetekben, amikor a tűz keletkezésének esélye nagyobb, azonos megbízhatóság csak költségesebb szerkezet tervezésével érhető el. Mindez azt jelenti, hogy az ISO görbe alkalmazásával megtervezett szerkezetek biztonsága eltérő mértékű. A kapott szerkezeti kialakításokat a 8. ábra szemlélteti. Az 1086 MJ/m2, tűzszakértő által megadott tűzterhelésre és R45 teherbírási követelményre tervezett csarnok esetében jelentős méretű szelvények adódtak összehasonlítva a 6. ábrával. A jobban igénybe vett helyeken a szükséges tűzvédelmi bevonat megközelítőleg kétszer akkora, mint a kézzel számított esetben, melynek oka valószínűleg az, hogy a közbenső, kisebb szerkezeti magasságú gerendarész kilágyulása folytán a keretsarok környezetére nagyobb igénybevétel jut. A legjelentősebb különbség az eredetileg megadott kialakításhoz képest, hogy mind az oszlop, mind a gerenda tekintetében kisebb szerkezeti magasság, azonban vastagabb övlemezek adódnak. Látható, hogy a végső megoldásként kapott szerkezeti kialakítás esetében jelentős többlet mutatkozik az acélmennyiség oldalán is. Valószínűsíthető, hogy a leggazdaságosabb szerkezeti kialakítás csak így érhető el, hogy nem egy adott, tartós tervezési állapotban megfelelő, karcsú keresztmetszetet vonunk be jelentős mennyiségű bevonattal, hanem a tűzteherre történő méretezés esetén a szelvények változtatása is szükséges. A szelvények öveinek vastagítása és a szerkezeti magasság csökkentése több szempontból is ideális tűzteherre történő tervezéskor. Az első, hogy a zömökebb szelvé-

nyek alkalmazásával a keresztmetszet profiltényezője lecsökken, ami a szabványos számítás szerint azt vonja maga után, hogy a lemezelemek felmelegedése lassúbb lesz. Másodsorban a zömökebb szelvények kevésbé érzékenyek stabilitásvesztésre, ugyanis az acélanyag rugalmassági modulusának változása miatt a stabilitásvesztés igen hamar mértékadó tönkremeneteli mód lehet magas hőmérséklet esetén. A folyáshatárral szemben a rugalmassági modulus már jóval kisebb hőmérsékleten elkezd csökkeni és 600 °C környékén az eredeti érték csupán kb. 30%-a. Jól látható, hogy jobb szerkezeti viselkedés eléréséhez, azaz a stabilitásvesztés elkerüléséhez vastagabb és szélesebb övlemezek megválasztása válhat szükségessé, ennek folyományaként a szerkezeti magasság csökkenthető. A 15 perces követelményszint esetében is kissé alacsonyabb szelvény és merevebb öv adódott, mint az eredeti szerkezet esetében. Tehát a magas, karcsú kialakításnak versenytársa lehet egy zömökebb szelvény is. R30 perces teherbírási követelmény mellett optimált szerkezet esetén az R45 követelményszinttel összehasonlítva mind szelvényméretekben, mind szükséges tűzvédelmi bevonati vastagságokban jelentős különbség adódik. A szerkezet már karcsúbb szelvények felvételével is megfelel. A korábbiakhoz hasonlóan az optimális kialakítás eléréséhez a tűzvédelmi bevonat vastagságát nem egységesen, hanem a nagyobb igénybevételű, karcsúbb elemek javára, differenciáltan kell megválasztani. Mindkét esetben a kiékelt gerendarészen több mint kétszeres bevonatvastagság felvétele szükséges a mezővel összehasonlítva. Ez a különbség nagyobb, mint a kézzel méretezett szerkezetek esetében. A vizsgált keretszerkezet esetében a kapcsolatok jelentős tartalékkal rendelkeznek, ennek követeztében a kapcsolatok jelentősebb bevonattal való védelmére a


91

számítás szerint nincs szükség. A vizsgálttól eltérő esetekben azonban, amikor kisebb merevségű, vagy teherbírású kapcsolatok kerülnek betervezésre, elképzelhető, hogy az itt bemutatottaktól eltérően a kapcsolatok fokozottabb védelme szükséges. Megjegyezzük, hogy a kapcsolatok felmelegedésének számítása nagyobb bizonytalanságokkal terhelt, így ilyen esetekben is érdemes lehet a kapcsolatok fokozottabb védelme. Az eredmények alapján 15 perces követelmény könnyedén teljesíthető tűzvédelmi bevonat nélkül is, ugyanis 15 perc után még nem alakulnak ki magas hőmérsékleti értékek (5. ábra). A kisebb tűzterhelés mellett optimált szerkezetek eredményeit elemezve látható, hogy a tűzszakértő által megadott tűzterhelés mintegy felét felvéve mind szelvényméretekben, mind bevonatvastagságokban jelentős csökkenés tapasztalható. Ezen eredmények is megerősítik, hogy tűzteherre a szerkezeti megbízhatóság függ a kialakuló hőmérsékletektől, a felmelegedés sebességétől és az épületben tárolt anyagok mennyiségétől, fajtájától.

ban azért tér el az eddig látott eredményektől, illetve az ábrán látható többi esettől, mert a kezdeti populációtól kezdve majdnem az iteráció végéig a szelvények méretének növelése volt szükséges, hogy az iteráció végére előálljon egy olyan tűzvédelmi bevonat nélküli szerkezet, amely képes teljesíteni a megbízhatóságra előírt korlátot. Látható, hogy 15 perces követelmény esetén a tűzhatás nem mértékadó (az eredményül kapott méretek nagyon jól megegyeznek a korábbiakkal), 30 perces esetben azonban gyakorlati szempontból elképzelhetetlen szelvények adódnak még a kisebb tűzterhelés feltételezésével is. Védelem nélkül az acélszelvény rendkívül gyorsan felmelegszik, és az anyag elveszti szilárdságát és merevségét. Ennek következtében és az eredmények fényében kijelenthető, hogy megfelelő viselkedés szinte elképzelhetetlen megfelelő bevonat nélkül. Az acélszelvények bevonat nélküli erősítése tűzhatásra való megfeleltetés céljából gazdaságtalan.

Meg kell jegyeznünk, hogy az eredeti szerkezet a teljesítményalapú tervezés alapján nem teljesíti a megkövetelt megbízhatósági szintet, tehát a költségek alapján a megoldások összehasonlíthatóak, azonban más biztonsági szintet képviselnek. Az eredeti szerkezetnél költségesebb szerkezeti kialakítás már képes teljesíteni az elvárt megbízhatósági szintet R30 és R45 követelmény esetén. A jelentős különbség elsősorban az ISO görbés méretezés hiányosságának tekinthető. Az eredményekből levonható, fentebb ismertetett következtetések mérnökileg könnyen beláthatóak és igazolják, hogy az összehasonlító tűzhatások (pl. ISO görbe) alkalmazása nem vezet egyenletes megbízhatósági szinthez. Az eredeti szerkezet karcsúbb elemekből épül fel, melynél magasabb költségű tűzvédelmi bevonatrendszer alkalmazásával sem érhető el megfelelő biztonság. A 15 perces követelményszintre optimált szerkezetek esetében, ahol a tűzhatás már nem volt mértékadó, megfigyelhető, hogy az eredeti kialakításnál kb. 10%-kal olcsóbb szerkezet volt tervezhető tartós terhekre.

A korábbiak során, az alapesetek vizsgálatánál már kitértünk arra, hogy a számításaink szerint az eredeti szerkezetkialakítás teljesítményalapú tervezés alapján nem teljesíti a megkövetelt megbízhatóságot. Az összehasonlítás érdekében bemutatjuk, hogy milyen szerkezeti megbízhatóság érhető el az eredeti szerkezeti kialakítással, továbbá elvégezzük az optimálást azonos feltételes megbízhatósági szinten. Az eredeti szerkezetet és az optimálást is R30 követelményszint mellett, 1086 MJ/m2, tűzszakértő által megadott tűzterhelés felvételével vizsgáltuk. Az eredeti szerkezet tönkremeneteli valószínűségéhez β=2,91 megbízhatósági index tartozik. A 10. ábrán bemutatjuk az összehasonlító eset fajlagos költségeit az optimáló eljárás során az R30 követelményre hagyományos módon méretezett szerkezet költségeihez viszonyítva.

A tűzvédelmi bevonat szerepét és szükségességét oly módon vizsgáltuk, hogy a keretet tűzvédelmi bevonat nélkül is optimáltuk, és összehasonlítottuk a kapott kialakításokat. Az eredményeket a 9. ábrán összegeztük. A futtatások során csak a kisebb tűzterhelés esetét vizsgáltuk. A G30 tűzvédelem nélküli eset költségének alakulása tendenciájá-

1.5 1.4

Fajlagos költség

4.4 A passzív tűzvédelem szerepe

4.5 Az eredeti szerkezet vizsgálata

1.3 1.2 E30_beta=2,91

1.1 1 0.9 0

10

20

30

40

50

60

Iterációs lépés 10. ábra: Összehasonlító, optimálási eset (β=2,91, R30, 1086 MJ/m2)

3

Fajlagos költség

2.5

2 G30 G15 1.5

G15 tĦzvédelem nélkül G30 tĦzvédelem nélkül

1

0.5 0

10

20

30

40

50

60

Iterációs lépés

9. ábra: Tűzvédelem nélkül számított esetek eredményei

92

Jól látható (11. ábra), hogy az optimált szerkezeti kialakítás költségét tekintve az eredeti szerkezethez képest jóval kedvezőbb, mintegy 10%-kal olcsóbb. Az eredmények alapján az látható, hogy az acélszükségletben a számított megoldás közel megegyezik az eredeti szerkezettel, azonban mind az oszlop, mind a gerenda zömökebb szelvényből került kialakításra, amelynek következtében a tűzvédelmi bevonat vastagságában jelentős csökkentést lehetett elérni. Ez a csökkentés annak köszönhető, hogy az optimált szerkezetkialakítás az eredetihez képest szélesebb övekkel készült, mely révén a szerkezet nagyobb biztonsággal rendelkezik síkból kilépő stabilitásvesztési módok ellen, és ez magával vonja a tűzvédelmi bevonat vékonyítását. A tűzvédelmi bevonat vastagságokban a korábbiakhoz hasonló differenciált eloszlást figyelhetünk meg.


tárolt anyag található az épületben. Az eredeti szerkezettel megegyező megbízhatósági szinten a keret gazdaságosabban kialakítható zömökebb szelvények felvételével, amely kevesebb tűzvédelmi bevonat alkalmazását igényli. Tartós tervezési állapotban optimálisnak tekinthető karcsúbb szelvény vastagabb tűzvédelmi bevonattal ellátva tehát nem feltétlenül a legjobb és leggazdaságosabb kialakítás rendkívüli terhekre.

6 KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS 11. ábra: Optimált szerkezeti kialakítás – E30_beta=2,91

5 ÖSSZEFOGLALÁS Jelen cikkben bemutattunk egy, a HighPerFrame K+F+I projekthez kapcsolódó kutatás során kifejlesztett optimáló algoritmust. Az algoritmus segítségével optimális szerkezetkialakításokat határoztunk meg számos peremfeltétel mellett. Az eredmények alapján több, tűzhatásra történő tervezés során alkalmazható következtetést vontunk le változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek koncepcionális tervezésével kapcsolatban. Az eredmények alapján kijelenthető, hogy a szerkezet megbízhatósága függ a tűzszakaszban lévő gáz felmelegedési sebességétől és a kialakuló maximális hőmérsékleti értékektől. Továbbá, mivel a tönkremenetel valószínűsége függ a tűz bekövetkezésének valószínűségétől, két azonos kialakítású, de más funkciójú létesítmény esetén a szerkezet megbízhatósága is különbözőre adódik. Megállapítható, hogy az összehasonlító tűzhatást alkalmazó méretezési eljárások, így az egységes ISO tűzgörbe használata nem eredményez egyenletes megbízhatósági szintet. Az optimális kialakítás eléréséhez a tűzvédelmi bevonat vastagságát nem egységesen, hanem a nagyobb igénybevételű, karcsúbb elemek javára, differenciáltan kell megválasztani, a kiékelt gerendarészen több mint kétszeres bevonatvastagság felvétele szükséges a mezővel összehasonlítva. Ez a különbség nagyobb, mint a kézzel méretezett szerkezetek esetében, melynek oka a szerkezet nemlineáris viselkedése. Zömökebb, kifordulási stabilitásvesztés ellen nagyobb merevséggel rendelkező szelvény betervezése több szempontból is előnyös lehet a végső viselkedés szempontjából. A zömökebb szelvények alkalmazásával a keresztmetszet profiltényezője csökken, csökkentve ezzel a szelvény hőmérsékletét. Ezzel stabilitásvesztésre is kevésbé érzékeny szerkezeti elemet kapunk, ugyanis az acélanyag rugalmassági modulusának változása miatt a stabilitásvesztés igen hamar mértékadó tönkremeneteli mód lehet magas hőmérséklet esetén. Látható, hogy R15 követelmény esetén a tűzhatás nem mértékadó, R30 esetén védelem nélkül azonban gyakorlati szempontból irreális szelvények adódnak még a kisebb tűzterhelés feltételezésével is. Védelem nélkül az acélszelvény rendkívül gyorsan felmelegszik, és az anyag elveszti szilárdságát és merevségét. Ennek következtében és az eredmények fényében kijelenthető, hogy az acélszelvények bevonat nélküli erősítése tűzhatásra való megfeleltetés céljából gazdaságtalan. Kézi számítással felvett bevonati vastagságokkal a megkívánt megbízhatósági szint a vizsgálat során nem volt biztosítható. A megfelelő megbízhatósági szint eléréséhez szükséges a szerkezeti méretek és/vagy tűzvédelmi bevonat erősítése, amennyiben nagy mennyiségű, nagy hővel égő

A kutatás a BME Hidak és Szerkezetek Tanszékének és a Rutin Kft. együttműködésével megvalósult HighPerFrame K+F+I (GOP-1.1.1-11-2012-0568) projekthez kapcsolódóan jött létre, az Új Széchenyi Terv támogatásával. A szerzők ezúton fejezik ki köszönetüket a projekt megvalósítóinak a számukra nyújtott támogatásért. Jelen kutatás és cikk a Bolyai János Kutatási Ösztöndíj támogatásával készült.

7 HIVATKOZOTT IRODALOM [1] Dunai L., Papp Z.: „Nagy teljesítményű acélszerkezeti rendszer – A HighPerFrame kutatás-fejlesztési projekt”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 3–5. [2] Jármai K., Farkas J.: „Hegesztett oszlopok és gerendák optimális méretezése költségminimumra tűzvédelemre”, GÉP XLV:(8) pp. 15-20. (2015) [3] Farkas J., Jármai K.: „Optimum design of steel structures”, Heidelberg; New York: Springer Verlag, 2013. 288 p. [4] Daróczy L., Jármai K.: „Acélvázas szerkezetek tervezésének automatizálása topológiai optimálással”, GÉP LXIII: (2) pp. 13-18. (2012) [5] Honfi D., Dunai L.: „Optimization of cold-formed steel compression members using genetic algorithm”, Proc. Int. Symposium on Neural Networks and Soft Computing in Structural Engineering (NNSC 2005), Krakkó, Lengyelország, 2005.06.30-07.02, pp. 49-50. [6] Vigh L.G., Pap Cs.: „Design of new generation steel windturbine tower: Advanced analysis and optimal design of conical segments”, Proc. 6th European Conference on Steel and Composite Structures, Eurosteel 2011. 2516 p. Budapest, Magyarország, 2011.08.31-2011.09.02. Brussels: ECCS, 2011. pp. 819-824. [7] Balogh T., Vigh L.G.: „Cost Optimization of Concentric Braced Steel Building Structures”, World Academy of Science Engineering and Technology, 78: pp. 1014-1023. (2013) [8] Simon J., Kemenczés A., Vigh L.G.: „Optimal stiffener geometry of stiffened plates: Non-linear analysis of plates stiffened with flat bars under uniaxial compression”, Proc. 7th European Conference on Steel and Composite Structures, Eurosteel 2014. Napoli, Olaszország, 2014.09.10-2014.09.12. Napoli: ECCS, 2014. Paper Paper 421. 6 p. [9] Nagy B., Tóth E., Horváth L.: „Csarnokok épület- és tűzvédő burkolatainak hatása a tartószerkezet felmelegedésére tűz esetén”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 6–12. [10] Horváth L., Kövesdi B.: „Innovatív módszerek és megoldások acélcsarnokok tűzvédelmi tervezésében”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 13–20. [11] Oszvald K., Kollár D., Szilágyi P., Kövesdi B.: „Innovatív, végeselem módszeren alapuló méretezési eljárások alkalmazási lehetőségei acél keretszerkezetek tervezésében”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 50–59.


93

[12] Joint Committee on Structural Safety (JCSS): Probabilistic Model Code, 2000.

[20]. OZone V2: http://www2.argenco.ulg.ac.be/logiciel_EN.php

[13] MSZ EN 1990:2011: Eurocode 0: A tartószerkezetek tervezésének alapjai

[21] MSZ EN 1993-1-1:2009: Eurocode 3. Acélszerkezetek tervezése. 1-1. Rész: Általános és az épületekre vonatkozó szabályok

[14] Choi S.K., Grandhim R.V., Canfield R.A.: „Reliability-based Structural Design”, Springer, 2006.

[22] Sykora M.: “Reliability Analysis of a Steel Frame”, Acta Polytechnica Vol. 42 No. 4/2002.

[15] Zhang C., Li G.Q., Wang Y.C.: „Probabilistic analysis of steel columns protected by intemescent coating subjected to natural fires”, Structural Safety, 50, pp. 16-26, 2014.

[23] Leonardo Da Vinci Pilot Project CZ/02/B/F/PP-134007. Implementation of Eurocodes, Handbook 2: Reliabilty Backgrounds.

[16] Leonardo Da Vinci Pilot Project CZ/02/B/F/PP-134007. Implementation of Eurocodes, Handbook 5: Design of buildings for the fire situation. [17] Gulvanessian H., Holicky M., Cajot L.G., Schleich J.B.: “Reliability Analysis of a steel beam under fire design situation”, Proceedings of the 2nd European Conference on Steel and Composite Structures, Eurosteel 1999, pp. 177-180, Prague, Czech Republic. [18] Boko I., Toric N., Peros B.: “Probabilistic analysis of the fire resistance of a steel roof structure exposed to fire”, Proc. of the 11th International Conference on Structural Safety and Reliability. New York, 2013. [19] Boko I., Toric N., Peros B.: “Reliability of steel structures under fire conditions”, Proc. of the 6th International Seminar on Fire and Explosion Hazards. Leeds, 2011.

94

[24] ISO 834-10:2014. Fire reisitance tests: Elements of building construction. [25] MSZ EN 1993-1-2:2013: Eurocode 3: Acélszerkezetek tervezése 1-2. rész: Általános szabályok. Szerkezetek tervezése tűzhatásra. [26] Polylack A – Műszaki adatlap. http://www.dunamenti.hu/ Polylack-A/31/21/0/hu [27] Design manual on the european recommendation for the fire safety of steel structures. European Commission for Constructional Steelwork, Brussels (1985). [28] MSZ EN 13381-8:2013: Szerkezetek tűzállóságához való hozzájárulás meghatározásának vizsgálati módszerei. 8. rész: Acélszerkezetek járulékos reaktív védelme


Balogh Tamás doktorandusz Dr. Vigh László Gergely egyetemi docens BME Hidak és Szerkezetek Tanszék

VÁLTOZÓ KERESZTMETSZETŰ ACÉL CSARNOKSZERKEZETEK OPTIMÁLIS TERVEZÉSE SZEIZMIKUS HATÁSOKRA OPTIMAL DESIGN OF TAPERED STEEL PORTAL FRAME STRUCTURES SUBJECTED TO SEISMIC EFFECT Az európai szabványok bevezetésével a földrengésre való méretezés kiemelt szerepet kap a szerkezettervezésben és főként moderált szeizmicitású területeken gyakorta vezet a szerkezeteink drágulásához. A földrengésre történő méretezés koncepciójában eltér a hagyományos terhekre történő méretezéstől, így a helyes koncepcionális tervezés és az optimális szerkezetkialakítás kérdése újra előtérbe került. Jelen cikkben a Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem Hidak és Szerkezetek Tanszék és a Rutin Kft. együttműködésében megvalósult HighPerFrame K+F+I projekt szerkezetoptimálási feladatrészének főbb eredményeit foglaljuk össze acél keretszerkezetek szeizmikus terhekre történő optimális tervezésének vonatkozásában. A szeizmikus hatásokkal szembeni egyenletes megbízhatóság eléréséhez korszerű megbízhatósági analízis alkalmazása elengedhetetlen. Ez és a szerkezet válaszának meghatározása nagyfokú nemlinearitást és összetett optimálási problémát eredményez, amely hagyományos eszközökkel csak jelentős egyszerűsítések mellett végezhető el. A cikk a kidolgozott optimálási eljárást és annak konkrét szerkezetre történő alkalmazását mutatja be, valamint az elvégzett paraméteres vizsgálatok alapján a koncepcionális tervezés kapcsán levonható konklúziókat ismerteti.

Due to the introduction of the modern European Standards, importance of seismic structural design has been drastically increased, as consideration of seismic effect often leads to elevated structural costs. In contrary to common load effects, seismic design requires different concept, and thus the development of proper conceptual design methods and selection of optimal structural solutions are of high interest. This paper summarizes the main results and outcomes of structural optimization research activity connected to the HighPerFrame R&D project (in cooperation of Budapest University of Technology and Economics – Department of Structural Engineering and Rutin Ltd.) related to optimal seismic design of steel tapered frame structures. To achieve uniform structural reliability against seismic effects state-ofthe-art reliability and static analysis methods shall be invoked, leading to complex, nonlinear optimization problem. The paper introduces the developed optimization algorithm, illustrates its application to a steel tapered frame industrial hall structure, and conclusions on conceptual design method are drawn on the basis of a parametric study.

1 BEVEZETÉS

algoritmust mutatjuk be, kitérve a vizsgálatok során meghatározott szerkezeti kialakításokra. A kidolgozott algoritmus teljesítményalapú tervezés eszközének segítségével értékeli az egyes szerkezeti kialakításokat. A szerkezet teljesítményét annak megbízhatósága jelentette a vizsgálatok során. A szerkezetoptimálás hazai kutatásában Farkas és Jármai [3, 4, 5], valamint tanszékünk [6, 7, 8, 9] számos acélszerkezeti problémára adtak megoldást, jellemzően egyedi szerkezeti kialakításokra vonatkozóan. Csarnokszerkezetek szeizmikus teher alatti megbízhatóságáról a szakirodalomból kevés információ lelhető fel. Legtöbb esetben többszintes, főként nyomatékbíró keretek vizsgálatával foglalkoznak [10, 11, 12]. Kutatásunk kiterjedt a szeizmikus méretezés vonatkozásában a burkolati rendszer figyelembevételére és hatására a tervezés során, a szabványos eszközökkel elérhető biztonsági szint vizsgálatára, illetve a disszipatív tervezés előnyeire a vizsgált szerkezetkialakítás esetében. A kutatás előzményeit, hátterét, bemenő adatait, a szerkezeti viselkedés modellezésének és analízisének és stabilitásvizsgálati lehetőségeit az [1, 2, 13, 14, 15, 16, 17, 18, 19, 31, 32, 33, 35] szakirodalmak ismertetik részletesen. Így a ciklikus anyagi, komponens és szerkezeti viselkedés

Az európai szabványok bevezetésével a földrengésre való méretezés kiemelt szerepet kap a szerkezettervezésben és főként moderált szeizmicitású területeken gyakorta vezet a szerkezeteink drágulásához. A földrengésre történő méretezés koncepciójában eltér a hagyományos terhekre történő méretezéstől, így a helyes koncepcionális tervezés és az optimális szerkezetkialakítás kérdése újra előtérbe került. A HighPerFrame K+F+I projekt [1] egyik célja volt földrengési hatásra magas teljesítőképességű szerkezeti kialakítások meghatározása. A földrengési hatásban, illetve a szerkezeti válaszban rejlő nagy nemlinearitás miatt nehézkes és időigényes feladat lehet egy gazdaságos szerkezetkialakítás megválasztása. A tűzhatásra való tervezéshez (lásd [2]) hasonlóan a tervezési feladat szerkezetoptimálási megfogalmazása és megoldása hasznos és a végeredményül kapott szerkezetek elemzése hasznos tapasztalatokkal/következtetésekkel járhat földrengésre való koncepcionális tervezés és optimális szerkezetválasztás szempontjából. Jelen cikkben a projekthez kapcsolódóan kifejlesztett optimáló numerikus


95

engedett kockázat az i-edik határállapotra. A gSLS(x) és gULS(x) a „hagyományos” terhekre használhatósági és teherbírási határállapotokhoz rendelt büntetőfüggvények. Az ηi(x) és ηlim,i a kihasználtság az i-edik határállapotban, illetve a megengedett kihasználtság.

jellemzésében és a numerikus analízis megalapozásában elsősorban a [13–16], míg a burkolathatás mértékének jellemzésében és a numerikus modellezés bemenő adataiban a [17–19 és 34] vizsgálatok eredményeire támaszkodtunk.

2 OPTIMÁLÁSI FELADAT 3 MEGBÍZHATÓSÁGI ANALÍZIS

A vizsgált csarnokszerkezetet az 1. ábra szemlélteti, amely megegyezik az előző [2] cikkünkben tűzhatásra vizsgált szerkezettel. A szerkezetoptimálási probléma megoldásakor optimálandó változók voltak a hegesztett főtartó keresztmetszetét alkotó lemezelemek méretei, a falsíkban és a tető síkjában elhelyezkedő merevítések keresztmetszete. Az oromfali keretek jelen vizsgálat során nem képezték az optimalizálás tárgyát, a megfelelő keresztmetszeti méreteket erőalapú méretezés alapján vettük fel. Az említett merevítések húzott pótátlós szélrács- és hosszkötéselemek. A csarnokszerkezetet vizsgáltuk a burkolati rendszer merevítőhatásának elhanyagolásával (a jellemző tervezői gyakorlatnak megfelelően), illetve annak figyelembevételével. Szeizmikus hatásra való optimálás során a célfüggvényt az alábbi formában fogalmaztuk meg (1). Az optimálást a [2]-ben ismertett módon, minimális kezdeti költségre végeztük el, tartós tervezési állapothoz kapcsolódó determinisztikus, illetve szeizmikus tervezési állapothoz kapcsolódó valószínűségi megkötések felvétele mellett:

3.1 Elsőrendű megbízhatósági analízis – FORM algoritmus A tönkremeneteli valószínűséget FORM (First Order Reliability Method, [20]) elsőrendű megbízhatósági analízissel számítjuk. A módszer adaptálása véleményünk szerint a vizsgálat során nagyobb pontosságot eredményez a szakirodalomban (pl. [21]-ben) megszokott törékenységi görbéken alapuló módszerhez képest. Egyszerű működése és gyorsasága mégis alkalmazhatóvá teszi, ellentétben pl. a nagy számítási igényű Monte Carlo szimulációval [20]. A nagyszámú, esetenként normálistól eltérő eloszlású és korrelált valószínűségi változó kezelése, illetve a biztosan nemlineáris tönkremeneteli függvény miatt egy iteratív FORM algoritmust (2. ábra) adaptáltunk a tönkremeneteli valószínűség kiértékelésére. A szerkezet szabványos előírásoknak való megfelelőségét a vizsgálat során azzal biztosítjuk, hogy meghatározzuk minden egyes tönkremeneteli módra vonatkozóan a szerkezet megbízhatóságát, és összehasonlítjuk a szabvány által adott minimális megbízhatósággal. A kutatás során vizsgált csarnokszerkezetek esetében szeizmikus terhekre, 50 éves élettartam mellett a JCSS Probabilistic Model Code [22] által átlagos szerkezetre ajánlott β=1,98 megbízhatósági index célértéket alkalmazzuk. Ez az érték elmarad az MSZ EN 1990:2011 [23] RC1 osztályba tartozó szerkezetre előírt β=3,3 határértéktől, azonban korábban már több tanulmány eredményei [24, 25, 26] is rámutattak, hogy a teheroldali nagy bizonytalanságok miatt a megbízhatósági index célértékére reálisan β=2,0–3,0 érték vehető fel földrengésre való méretezés esetén.

(1)

ahol K(x) a szerkezet költsége, fEQ(x) a valószínűségi megkötésekhez tartozó büntetőfüggvények. A plim,i a meg-

T/8

T/5

T/5 T/4

1

LK/3

T/5

FO/6

I

D T/2

C

B

A

96

E

T/4

RT/1 T/6

VB M/3

FO/7 FO/1 FO/6

VBM/4

O/2

A

T/6

2

K/6 K/4

K/1

T/2

T/8

T/7

K/3

LK/2

VJM/1

LK/1

T/8

T/7

K/6

3

O/1

FO/8 FO/5

HO/1 BV/7

VJM /4

HO/2 KK/1

O/4

/11

T/7 T/8 T/7

VBM/4 T/2

K/6

M/2 VJ

VJM

1 K/1

G/10 T/2

T/1

K/6

K/6 K/6 K/6 G/9 K/2

VJM/1

/11 VJM

K/7

K/7

VB M/3

/7 VBM

HO/7

KK/2

K/7

K/5 K/6

K/9

VH/1

/9 VBM

/11

K/6

K/8

K/6 K/6 K/6 ZS/3

T/5

4

VJM

5 M/1

B

T/1

G/5

ZS/2 /9 VBM

/11 VJM

G/7

4

/11

/1 VH

E

/1 VBM

/11 VJM M/5

M/2 VJ

VB

/11

M/5

G/3 VH/1

5 M/1

T/1

VJM

T/1

C

/1 VH

M VJM /1 /4

VB

/11 VJM

T/1

H

4

VH/1

M/2 VB

/1 VBM

G/2

KK /6

VJM

M/1

/1 VH

/4 VJM

/19

/19

KK /6

5 T/1

G/6

/5 VBM BV /2

M/2 VB

M VB

BV /3

HG/3 G/4

VH/1

VBM/5

VJM/4

T/1

/1 VH

M/6

S/1

M/8

M/6

M VB

F

BV /6

BV /4

/1 HG

T/1

/4 BV/4

S/1 6

HO/7

BV /4

VJM

HO/2

VJM/4

BV /5

VBM/7

M/3 /8/4 MJM VBM/8 VBV

G

O/5

T/1

BV /4

S/1

VJ M/2

KK/2

VJM/8

/7

HG/7

BV /4

VBM /6 7

S/1 /6

HG

BV /4

J

VBM

T/3

BV /4 KK/2

S/1

HG/7 KK /6

BV/7

ZKK/3 VBM/16

/8 KK/2

M/7

T/5

VJM /4

HO/7

BV KK/2 /6

ZKK/4 BV /3

8

T/3

BV /4

VJM

T/1

ZKK/3 S/1

/7 HG

/16

KM/3

VJM/8

HO/4

ZKL/2 ZKK/4

M/7

BV /6

KK/2

VJ M/4 FO/10

FO/3

/7

M/4

HG

B VJ V/5 M/4

HG/7

M/2

FO/4

KM/3

/17

VJ M/2

VJM/4

KM/3

VBM

KK/2

ZK/1

HO/5

/8 VJM

/3 M/7 KM

FO/2

ZKK/3

ZKK/4

KM/3

/17

HO/6 BV/7

VJM /4 M/1

ZK/3 ZKK/4

VB

M/4

VBM

KM/3

M/6

HO/2

HG/5

ZS/1

VBM /13 VJM /4 VBM VJM/12 /4

M/7 S/1 ZKL/2 ZKK/3

BV/7

VH/1

M/6

KK/2

VJM/4

VBM/11 VJM/4

VBM/12

/4

ZK/3

VB

/8 V JM

O/3

M/6

G/8

2

VJM

S/1

O/6 ZK/1

7 M/1 VB

M/2

/8

VH/1 VBM/1

VBM/10

VBM/12

VBM

/8 VJM

VJM

S/1

/8 V JM

VJM/4 VB M/1 M/1

T/5

M/3

VJM/4

/4 HG

M/6

D

/11 S/1

VB M/1 VJM/4 VBM/12

VBM/13

VJM/4

VBM

7 M/1 VB

/1 VH

G/1

VJM/4 VBM/12

/1 VH

VBM/10

K


1. ábra: Változó keresztmetszetű raktárcsarnok

Diszkrét- és valószínĦségi definiálása Eloszlás, paraméterek, korreláció Tervezési pont (design point)

(

min! β = U U T g (U ) = 0

Nem normál eloszlású változók közelítése

ui =

X i − μi

∂g (U ) σ i ui i =1 ∂xi

g (U ) − ¦

§ n ∂g (U ) · ¨¨ ¦ σ i ¸¸ © i =1 ∂xi ¹

HL-RF iteráció

∇g (U )

n

β=

12

U = T U'

σi

g (U )

)

αi =

2

nem

∂g (U ) σi ∂xi § n ∂g (U ) · ¨¨ ¦ σ i ¸¸ © i =1 ∂xi ¹

2

Konvergencia?

igen

β 2. ábra: FORM algoritmus

X i* = μi + βα iσ i

3.2 Tönkremeneteli függvény és szerkezeti analízis Az ún. tönkremeneteli függvény [g(X)] alapján döntjük el, hogy a szerkezet megfelelőnek tekinthető-e a tervezési változók valamilyen lehetséges kombinációjára. A tönkremeneteli függvény számítását a 3. ábra illusztrálja. Az ábrán elkülönülten mutatjuk be a rugalmas és a disszipatív tervezéshez kifejlesztett tönkremeneteli függvényt. Az ellenőrzés az Eurocode 8-1 [27] és az Eurocode 3-1-1 [28] előírásainak figyelembevételével történik. A rugalmas méretezés esetében a szilárdsági ellenőrzés lényegében a modális válaszspektrum-analízis alapján töra)

ténik. A földrengési terheket azonban csak az első lengésalaknak megfelelő eloszlásban működtetjük a szerkezeten mindkét irányban, ugyanis kiegészítő vizsgálataink megmutatták, hogy a vizsgált szerkezet döntően (modális tömegarány > 80–85%) az első alakjának megfelelően rezeg mindkét irányban. A periódusidőnek megfelelő spektrális gyorsulást szabványos válaszspektrum alapján számítjuk, ily módon figyelembe véve az altalaj hatását. A spektrum felvételére szolgáló alapgyorsulást az ún. veszélyeztetettségi görbe (EFEHR adatbázis, [29]) alapján vesszük fel, mely a talajgyorsuláshoz tartozó valószínűségi változó eloszlását adja meg. A földrengési terhek felvétele után mindkét irányban geometriailag nemlineáris analízist végzünk el imb)

Sa

T

F [kN]

Sa·m, V [kN] u [mm] Sd, d [mm]

K M cr x

K M cr x

D ult ,k

N cr ,z x

D cr ,op


O op

D ult ,k D cr ,op

F op

minF z , F LT

g x

K 1 0 F op

D ult ,k

N cr ,z x

D cr ,op


O op

D ult ,k D cr ,op

F op

minF z , F LT

g x 1

K 0 F op

3. ábra – Tönkremeneteli függvény felépítése: a) rugalmas méretezés; b) disszipatív méretezés


97

perfekt, térbeli modellen az igénybevételek meghatározása céljából. Az igénybevételek szabványos összegzése után számítjuk a tönkremeneteli függvény értékét az elemek teherbírási kihasználtságai alapján. A csarnokszerkezetet soros megbízhatósági rendszernek tekintettük (bármely szerkezeti rész tönkremenetele a csarnok globális tönkremenetelét jelenti), így az egyes elemek kihasználtságai közül a maximumot választottuk ki. A disszipatív méretezéshez kifejlesztett tönkremeneteli függvény esetében a szerkezet nemlineáris válaszát ún. eltolásanalízissel (nemlináris statikai számítás) határozzuk meg. A szerkezet ellenőrzése a célelmozdulás szintjén (a földrengés során várható deformált állapotban) történik: a rugalmas elemeket teherbírásra, míg az energiaelnyelő (disszipatív) zónákat (képlékeny csuklók) deformációs képességre ellenőrizzük. A szerkezetben képlékeny csuklók alakulhatnak ki a keretsarkokban (hosszbordával ellátott lemezmező, [15]), illetve a hosszkötés (kihajlásbiztos, ún. BRB elemek, [26]) elemeiben. Ezen részletek kialakítására a részlettervezésnél különös gondot kell fordítani, biztosítani kell a megfelelő képlékeny deformációs képességet. A földrengésteherre történő megbízhatósági analízisben a következő tönkremeneteli módokat vizsgáljuk: 1. oszlop gerincének nyírási horpadása (rugalmas és képlékeny méretezés), 2. oszlop szilárdsági és stabilitási ellenőrzése (rugalmas és képlékeny méretezés), 3. gerenda gerincének nyírási horpadása (rugalmas és képlékeny méretezés), 4. gerenda szilárdsági és stabilitási ellenőrzése változó km.-ű és normál részen (rugalmas és képlékeny méretezés), 5. kapcsolatok ellenőrzése erőre (rugalmas és képlékeny méretezés) 6. keretsarok zónában kialakított képlékeny csukló ellenőrzése deformációra (képlékeny méretezés), 7. hosszkötés- és szélrácsmerevítések ellenőrzése erőre (rugalmas méretezés), 8. hosszkötés és szélrác merevítések ellenőrzése deformációra (képlékeny méretezés).

A főtartó elemeinek stabilitási ellenállását általános eljárással számítjuk [28], mely során a síkbeli stabilitásvesztést helyettesítő imperfekciókkal terhelt keret nemlineáris analízise révén vesszük figyelembe, míg a keret síkjából kilépő stabilitásvesztési módok csökkentő tényezők révén épülnek be az ellenállás számításába. A földrengési hatások kellő pontosságú vizsgálata megköveteli térbeli modell alkalmazását. A térbeli modell 12 szabadságfokú gerendaelemekből és térbeli nemlineáris rugóelemekből épül fel a burkolati rendszer merevségi viszonyainak figyelembevételére (4. ábra). A változó keresztmetszet hatását a szerkezeti viselkedésre a kérdéses elemek 8, illetve 4 részre osztásával közelítjük, az egyes elemekhez olyan keresztmetszet rendelésével, amelynek magasságát az adott szakasz kezdő- és végpontokban számolt inerciák átlaga szerint veszünk fel. Ez a közelítés biztosítja a megkívánt számítási pontosságot. A szerkezet kapcsolatait a modellben nemlineáris rugók helyettesítik, melyek jellemzőit a korábbi vizsgálatok alapján vettük fel. A húzott pótátlós szélrács- és hosszkötés-merevítés a modellben rácsrúdelemekkel van modellezve, melyekhez nemlináris anyagmodellt rendeltünk. A nemlineáris anyagmodell képes figyelembe venni az előfeszítést, illetve a rudak tehermentesülését, amennyiben azok nyomottá válnak és kihajlanak. A végfal merevségét számítással határoztuk meg, melyet rácsrúdelemekkel építettünk be a modellbe oly módon, hogy azonos nyírási merevséggel rendelkezzen az andráskereszt-merevítés, mint a végfal. A kapcsolatok a modellbe rugóelemek segítségével kerültek beépítésre, melyek kezdeti merevsége egyszerűen, egy paraméter változtatásával lehetséges. Egyedülálló keretmodell validálását elvégeztük egy szakirodalomban fellelhető, teljes léptékű kísérlet [30] eredményeire támaszkodva. A vizsgálatok alapján a modell megfelelő pontossággal reprezentálja egy változó keresztmetszetű keret merevségi viszonyait. és a szerkezetben kialakuló képlékeny csuklót is megfelelően modellezni tudja. Annak érdekében, hogy az optimalizálás során használt térbeli szerkezeti modell jól reprezentálja a vizsgált csarnokszerkezet viselkedését és merevségi jellemzőit, szük-

Z Y

X

4. ábra: Továbbfejlesztett térbeli végeselemes csarnokmodell CBF merevítéssel

98


séges volt a burkolati paneleket reprezentáló rúgóelemek merevségi értékeinek kalibrálása, melyet [17–19] eredményeire támaszkodva hajtottunk végre.

3.3 Valószínűségi változók A megbízhatósági analízis során figyelembe vett valószínűségi változókat az 1. táblázatban foglaltuk össze. Az acélanyag folyáshatára a főtartóra vonatkozóan külön valószínűségi változó, ugyanis a főtartó esetében számos különböző tönkremeneteli mód lehetséges, melyek esetében a kihasználtság értékét az anyag folyáshatára eltérő módon és mértékben befolyásolja. Alapvetően elmondható, hogy a tervezési feladat bizonytalanságának fő forrása a szeizmikus hatás bizonytalansága, melyeket szakirodalmi adatokra és egyéb forrásokra, adatbázisokra támaszkodva igyekeztünk minél reálisabb értékben figyelembe venni. A földrengési hatás bizonytalanságait két valószínűségi változó írja le. A két valószínűségi változó közül az első a tervezési élettartam alatt várható talajgyorsulás megoszlását adja meg, melyet a [29] adatbázisból nyert, területre jellemző medián veszélyeztetettségi görbe alapján vettünk fel. A második eloszlás az adott visszatéréshez (10% 50 éves referenciaidőszak alatt) tartozó gyorsulás bizonytalanságát és az ún. rekordbizonytalanságot [21] veszi figyelembe. Az állandó jellegű hasznos teher szintén valószínűségi változó, míg a szél- és hóteherhatásokat az Eurocode földrengési teherkombinációjával összhangban elhanyagoljuk

(a magyar Nemzeti Melléklet szerint ezen terhek kombinációs tényezője 0). A keretelemek keresztmetszetének bizonytalanságait három különböző valószínűségi változó veszi figyelembe, melyek az ellenállásoldalon jelennek meg. 5%-os szórású, normális eloszlású változó jó egyezést jelent a JCSS ajánlásaival [22]. Tekintettel arra, hogy az egyes elemek valószínűleg ugyanazon üzemben kerülnek legyártásra, keresztmetszeti jellemzőik között erős korreláció tételezhető fel. Jelen kutatásban ezt a korrelációt 0,7-re vettük fel. A merevségbeli bizonytalanságokat hosszirányban egy, keresztirányban kettő valószínűségi változóba gyűjtöttük össze. Ezen bizonytalanságok értékeit érzékenységi vizsgálat keretein belül vizsgáltuk [1]. Mindkét irányban ezek az eloszlások a burkolat, a merevítés, a keretelemek, illetve az alapozás merevségének bizonytalanságát veszik figyelembe. Keresztirányban fontos volt elkülöníteni a burkolat, illetve a merevítés és a keret merevségét, hosszirányban azonban megfelelő közelítést jelentett minden bizonytalanság egy változóba történő összegyűjtése. Ennek megfelelően az egyes változók szórásai eltérőek. A hosszirányú merevségben a panelek merevségének bizonytalansága közvetlenül hozzáadódik a merevítőelemek bizonytalanságához. Hosszirányú merevség esetében egy 25%-os relatív szórású bizonytansági szorzót vettük fel. A változó keresztmetszetű elemekben ébredő igénybevételek meghatározása és a földrengési hatás statikus erőeloszlással való közelítése miatt 10%-os szórású modell-

1. táblázat: Valószínűségi változók Várható érték, m

Megnevezés Folyáshatár

Relatív szórás, CoV 0,07

agR Állandó jellegű hasznos teher

0,2/1,0

Eloszlás

Forrás

lognormális

[22]

lognormális

[27], [29]

0,2

normális

Bal oldali gerendakm.

1

0,05

normális

[22]

Jobb oldali gerendakm.

1

0,05

normális

[22]

Jobb oldali oszlopkm.

1

0,05

normális

[22]

Keresztirányú merevség (panel, szélrács)

1

0,2

normális

Keresztirányú merevség (egyéb)

1

0,1

normális

Hosszirányú merevség

1

0,25

normális

Hatásoldali modellbizonytalanság

1

0,1

lognormális

Ellenállás-oldali modellbizonytalanság

1

0,2

lognormális

Kapcsolatok ellenállása

1,25

0,15

lognormális

Tetőmerevítés ellenállása

1

0,1

lognormális

Falmerevítés ellenállása

1

0,1

lognormális

Komárom

1

0,72

Râmnicu Sa ˘rat

1

0,439

Képlékeny csukló deformációs képessége

1

0,1

lognormális

Képlékeny csukló felkeményedése

1

0,1

lognormális

BRB ωβ

1,85

0,075

normális

[26]

0,04

normális

[26]

Intenzitás- és rekordbizonytalanság

BRB folyáshatár

fy · 1,13


lognormális

[1], [22]

[22]

[1], [21], [29]

99

bizonytalanságot vettünk fel a hatásoldalon. A valószínűségi változók között ugyanakkor nem szerepelnek a szerkezet főbb geometriai méretei, így a fesztávolság, taréjmagasság stb., ugyanis ezen változók kis szórása elhanyagolható mértékben befolyásolja a szerkezet válaszát. Négy valószínűségi változó, a szerkezetben található energiaelnyelő elemek képlékeny viselkedésében rejlő bizonytalanságokat tükrözik. A keretsarokban kialakítandó energiaelnyelő képlékeny zóna esetében figyelembe vettünk egy –0,6 értékű negatív korrelációt a folyáshatárral a JCSS ajánlása szerint [22]. A BRB elemekre vonatkozó értékek korábbi kísérletsorozatok eredményeinek kiértékelése alapján születtek [26].

4 SZERKEZETOPTIMÁLÁS

5. ábra: Magyarország és környezetének szeizmicitása [29] (türkiz – agR<0,05g, világoszöld – 0,05g
4.1 Paraméteres vizsgálat Az optimálást elvégeztük több esetre annak érdekében, hogy az eredményekből levont következtetések megalapozottak és szélesebb paraméter-tartományra érvényesek lehessenek. A paraméteres vizsgálat kiterjedt az eredeti szerkezeten kívül nagyobb állandó jellegű hasznos teherrel terhelt szerkezetre (növelve a rezgő tömeg nagyságát), két eltérő szeizmicitású (egy magyarországi és egy romániai) helyszínre, LTP45 trapézlemez burkolat figyelembevételével és a burkolat hatásának figyelmen kívül hagyásával, illetve az eredeti szerkezethez képest egy kisebb fesztávolságú csarnok esetére is. Utóbbira azért volt szükség, hogy vizsgáljunk egy olyan csarnokszerkezetet is, mely esetében a földrengési hatás keresztirányban is mértékadó. Az eredeti szerkezet esetében a nagy fesztávolság miatt ugyanis a tartós tervezési állapot bizonyult mértékadónak a főtartóra. A vizsgált eseteket a 2. táblázat foglalja össze. A számításokat β=1,98 megbízhatósági index célérték figyelembevételével végeztük el. A kutatás során végzett vizsgálatainkat két helyszínt felvéve végeztük el: 1. Komárom környéke; 2. romániai Râmnicu Sa˘rat (reprezentálva az előzőnél jóval nagyobb szeizmicitású övezetet), mely Erdélytől keletre, Románia leginkább veszélyeztetett területe az európai adatbázis szerint (5. ábra).

4.2 Szerkezetoptimálás eredményei Az algoritmus konvergenciáját és az egyes iterációs lépések legjobb egyedeinek fajlagos költségeit (az eredeti szerkezet költségéhez viszonyítva) mutatja a 6. ábra. A folytonos és szaggatott vonalak az adott iterációs lépésben legjobbnak ítélt szerkezeti kialakításokhoz tartozó költségeket mutatják. A jobb oldali ábrarészen a kapott eredményeket kockázat–költség grafikonon ábrázoltuk, ahol a vízszintes tengelyen a megbízhatósági index kapott helyet. Az ábrák alapján megállapítható, hogy a kifejlesztett algoritmus működését már az optimálás kezdetétől gyors konvergencia jellemzi. A kifejlesztett optimáló algoritmus a legjobb megoldás keresése során számos lehetséges szerkezeti kialakítást megvizsgál, amely a feladat bonyolultsága és nagyfokú nemlinearitása miatt kézi számítással majdhogynem elképzelhetetlen feladat. Értelemszerűen a legköltségesebb szerkezeti kialakításokat nagyobb szeizmicitás, nagyobb terhek és ebből kiindulva nagyobb rezgő tömeg mellett kapjuk, míg azon keretek lettek a legolcsóbbak, melyeket kisebb intenzitású állandó jellegű hasznos teherre és alacsonyabb szeizmicitású zónában méreteztünk. Meg kell jegyeznünk, hogy a nagyobb teher esetében természetesen a tartós tervezési állapotban is erősebb szerkezet szükséges.

2. táblázat: Vizsgált paraméter-tartomány Kód

Állandó jellegű hasznos teher

Helyszín

Fesztáv

Burkolat hatása figyelembe van véve?

Megjegyzés

RLTP4502

0,2 kN/m2

Râmnicu Sa˘rat

19 m

igen

rugalmas

KLTP4502

0,2 kN/m2

Komárom

19 m

igen

rugalmas

Rn02

0,2 kN/m2

Râmnicu Sa˘rat

19 m

nem

rugalmas

Kn02

0,2 kN/m2

Komárom

19 m

nem

rugalmas

RLTP4510

1,0 kN/m2

Râmnicu Sa˘rat

19 m

igen

rugalmas

Rn10

1,0 kN/m2

Râmnicu Sa˘rat

19 m

nem

rugalmas

Rn15

1,5 kN/m2

Râmnicu Sa˘rat

12 m

nem

rugalmas és disszipatív

RLTP4515

1,5 kN/m2

Râmnicu Sa˘rat

12 m

igen

rugalmas

100


Fajlagos költség

1.60

1.50

1.50

1.40

1.40

1.30

RLTP4502

1.30

RLTP4510

Rn02 Kn02

1.20

Rn10

Rn10 1.10

1.10

1.00

1.00

0.90 10

20

30

I

40

50

Rn02 Kn02

RLTP4510

0

RLTP4502 KLTP4502

KLTP4502 1.20

Fajlagos költség

1.60

-3.2

-2.7

-2.2

0.90 -1.7

á ió lé é

6. ábra: Optimálási algoritmus konvergenciája, eredmények

7. ábra: Eredeti kialakítás

A 6. ábrán szereplő fajlagos költségeket az eredeti csarnokkialakításhoz kell viszonyítani. A közbenső főtartókra felvett keresztmetszeti méreteket a 7. ábrán tüntettük fel, d=24 mm átmérőjű szélrács- és hosszkötésmerevítés alkalmazásával. Az eredeti komáromi szerkezetkialakításhoz viszonyítva csak a burkolat figyelembevételével (KLTP4502) kaptunk olcsóbb szerkezeti kialakítást az optimálás segítségével. Hangsúlyozzuk ugyanakkor, hogy az eredeti kialakítás nem teljesíti az előírt megbízhatósági szintet: magyarországi helyszínen β=1,95, romániai helyszínen β=1,71 megbízhatósági index érték jellemzi a csarnokot a burkolat hatásának figyelembevételével. A burkolati rendszer figyelembevétele nélkül ugyanitt β=1,77 és β=1,45 megbízhatósági index mutatható ki a Komárom és Râmnicu Sa˘rat tervezési helyszíneken. Az optimált szerkezeti kialakításokat a 8. ábrán mutatjuk be. Ahogyan látható, kisebb tehernél mindkét helyszínen húzott pótátlós merevítést alkalmaztunk, nagyobb terheknél, romániai helyszínen tervezett szerkezeteknél a hosszkötésnek központos csőszelvényű merevítőrudakat (CBF), vagy kihajlásbiztos merevítőrudakat (BRB) terveztünk. Természetesen a húzott pótátlós merevítés a kisebb teherre méretezett szerkezetnél is helyettesíthető nagyobb teherbírású, kihajlásra is méretezett merevítőrudakkal. Ez a módosítás igény szerint az itt felsorolt szerkezeteknél is megtehető mind hosszkötés, mind szélrács esetében, feltéve, hogy azonos teherbírású megoldást választunk alternatívaként, amely így nem befolyásolja a számított megbízhatóságot.

A szerkezeti kialakítások vizsgálata alapján az látható, hogy a burkolat hatását figyelmen kívül hagyó méretezés minden esetben költségesebb szerkezeti kialakítást szolgáltat, nagyobb szerkezeti magassággal, szélesebb és vastagabb övlemezekkel. A szerkezeti kialakításokból az látható, hogy a burkolat megtámasztó hatása hosszirányban kevésbé mutatható ki, a teher nagy része mindenképpen a merevítéseken keresztül adódik át az alapozásra. Ugyanez a tendencia figyelhető meg a nagyobb teherre méretezett szerkezetek esetében. Az eredmények alapján a keresztmetszet alakjára vonatkozóan nem tudunk következtetést levonni, vékonyabb és szélesebb, illetve keskenyebb és vastagabb övvel tervezett szerkezet egyaránt megfelelő kialakítás lehet. Ellenőrzésképpen elvégeztük egy kisebb fesztávolságú, de kb. ugyanakkora rezgő tömeggel terhelt szerkezet optimalizálását is, mely esetében keresztirányban mértékadóbb a szeizmikus tervezési helyzet. A számított szerkezeti kialakításokon a korábbi tendenciák figyelhetőek meg.

4.3 Burkolat hatása A 6. ábrán vázolt eredmények tendenciájából, illetve az eredeti szerkezet különböző esetekre számolt megbízhatósági értékek alapján kijelenthető, hogy a burkolat figyelembevételével gazdaságosabb szerkezet tervezhető (8. ábra), illetve egy adott szerkezet esetén a burkolat figyelembevételével nagyobb megbízhatóság mutatható ki. Nagyobb költségmegtakarítás érhető el nagyobb terhek és nagyobb szeizmicitás esetében a burkolat merevítőhatásának figyelembevételével (számításaink szerint 5–9%). Az ismertetett eredmények egyértelműen felhívják a figyelmet a burkolat kedvező hatására földrengési teherre való méretezéskor a vizsgált szerkezet esetében. A megfigyelés nem triviális, ugyanis a burkolat merevségének figyelembevétele a teljes szerkezet merevségét növeli, periódusidejét csökkenti, amely magasabb alapnyíróerőt eredményez. Ilyen módon a burkolat merevségének elhanyagolása a biztonság kárára történő közelítést is jelenthetne. Vizsgáljuk meg közelebbről az RLTP4502, burkolati rendszer figyelembevételével optimált szerkezetet a vázolt ellentmondás feloldása céljából. A szerkezet perióduside-


101

RLTP4502

Rn2

KLTP4502

Kn02

RLTP4510

Rn10

8. ábra: Optimált szerkezeti kialakítások

3. táblázat: Burkolati rendszer merevségének hatása a globális merevségre és az alapnyíróerőre (RLTP4502) Burkolati rendszer figyelembevételével LTP45 trapézlemez

Burkolati rendszer figyelembevételével LTP20 trapézlemez

Burkolati rendszer figyelmen kívül hagyásával

Periódusidő keresztirányban

0,593 s

0,637 s

0,746 s

Periódusidő hosszirányban

0,291 s

0,310 s

0,366 s

m/s2

5,312

m/s2

4,536 m/s2

Tervezési gyorsulás keresztirányú rezgéshez

5,641

Tervezési gyorsulás hosszirányú rezgéshez

5,641 m/s2

5,641 m/s2

5,641 m/s2

Alapnyíróerő keresztirányban

225,89 kN

212,72 kN

181,63 kN

Alapnyíróerő hosszirányban

225,89 kN

225,89 kN

225,89 kN

jét, és a földrengési terheket a 3. táblázatban foglaltuk össze burkolati rendszer figyelembevételével és annak elhanyagolásával. A táblázatban a helyszínnek megfelelő ~0,3 g 10% túllépési valószínűséghez tartozó talajgyorsulásokból származó értékeket gyűjtöttük össze. Megfigyelhető, hogy amennyiben a burkolat hatását figyelmen kívül hagyjuk, akkor a csarnokszerkezet jóval lágyabbnak mutatkozik, és a rá ható földrengési terhek is kisebbek lesznek. Az elmondottak hosszirányban is igazak, habár a kutatás során vizsgált csarnok hosszirányban a burkolat merevsége nélkül relatív nagy merevséggel rendelkezik, a periódusidők alapján a válaszspektrum platóján helyezkedünk el, így a számított spektrális gyorsulások nem változnak. A burkolati rendszer kedvező hatása a merev tárcsahatásban jelentkezik, amely révén az egyes keretek közötti tehereloszlás megváltozik. Az oromfali, a második és a közbenső főtartók hajlító igénybevételeit (SRSS összegzéssel összegzett) és az egyes keretekre jutó alapnyíróerőket a 9. ábrán mutatjuk be. Az ábrán az oromfali keret igénybevételeit folytonos kék, szélről a második keret igénybevételeit szaggatott kék, míg a közbenső keret igénybevételeit

102

piros folytonos vonal mutatja. Látható, hogy burkolat nélkül a közbenső keretek nagyobb terheket viselnek, míg a burkolat merevítőhatása miatt a terhek jelentősen átrendeződnek. A burkolati rendszer az egymás mellett elhelyezkedő kereteket együttdolgoztatva elosztja és csökkenti a főtartóban keletkező hajlító igénybevételeket, esetlegesen segíti a szerkezetet a felborító nyomaték egy részének normálerőként való felvételében. Ennek következtében a mértékadó főtartókban ébredő nyomatékok csökkennek. A második keret esetében a maximális hajlítónyomatékok értékei ~20–25%-kal csökkentek. A középső keretállások esetében a nyomatéki értékekben észlelhető csökkenés ~5–10% körül mozog, míg a szélső keretek esetében szintén ~20%. A számított alapnyíróerőkből látható, hogy bár a szélső támaszokon leadódó támaszerők jelentősen nőnek a burkolat és merevítés együttdolgoztató hatása révén, azonban az erőket a burkolati rendszer és merevítőrendszer közvetíti az alapozáshoz, ugyanis az összes keret esetében a hajlítónyomatékok csökkenése látható. Méretezés során a burkolati rendszer együttdolgoztató hatásának figyelembevételéhez mindenképpen a teljes


a) LTP 45

b) LTP 20

c) burkolat nélkül 9. ábra: Összegzett igénybevételek a főtartókban és a keretekre ható erők (RLTP4502, agR=0,3g)

csarnokot magába foglaló térbeli modell alkalmazása szükséges a burkolati elemek megfelelő modellezésével. Ezen térbeli modellen azután követni lehet a főtartókban kialakuló igénybevételek változását, a burkolatban és merevítőrendszerben keletkező, illetve a szélső alaptestekre ható megnövekedett erőket. A burkolat merevítőhatásának kihasználásához el kell kerülnünk a burkolati panelek, szelemenek és rögzítések tönkremenetelét a földrengéshatásból. A keletkező erők túllépik a szélteherből származó burkolati igénybevételeket. A túllépés mértékéről jó képet ad a szélteher eredőjének és az alapnyíróerőnek az összehasonlítása. Keresztirányú szélhatásból a szerkezetre ható szélteher eredője ~131 kN, melyhez képest majdnem 75%-os többletet jelent a földrengésből származó keresztirányú alapnyíróerő az RLTP4502 csarnok esetében. Amennyiben a burkolati rendszer szélterhekből számított kihasználtsága nem mértékadó tekintettel a rögzítésekre is, valószínűleg a burkolati rendszer hatása ráfordítás nélkül

kiaknázható. Azon burkolati panelek, amelyek olyan helyen helyezkednek el, ahol a merevségbeli különbségekből nagyobb elmozdulásbeli különbségek jönnek létre (szélről második és közbenső keret között), nagyobb igénybevételekre kell méretezni. Hosszabb, több keretállásból álló csarnokok esetében a burkolat együttdolgoztató hatása a belső keretek igénybevételeit nem feltétlenül csökkenti jelentősen. Megjegyezzük, hogy az itt közölt számítási eredmények csak a vizsgált csarnokkialakítás esetére érvényesek. A vizsgált csarnok esetében ugyanis jelentős koncentrált terhelés nem terheli a főtartókat az adatszolgáltatás szerint, csak a burkolati rendszer önsúlya, illetve egy megoszló, állandó jellegű, hasznos terhelés. Az MSZ EN 1998-1:2008 [27] által megadott 5%-os véletlen külpontossági értékeket jelen vizsgálat során nem alkalmaztuk, ugyanis az adott szerkezeti kialakításra nehezen értelmezhető, valamint a burkolat szempontjából, a csarnok méretéből kifolyólag számítható


103

Rn15

1,5 méteres külpontosság igencsak irreálisnak mondható, főként annak tükrében, hogy acélszerkezeteket a többi elterjedt építőanyagból készített szerkezetekhez képest nagy pontossággal gyártják és szerelik. Az itt közölt eredmények nem, vagy csak korlátozottan érvényesek olyan esetekben, amelyeknél az egyik keretállásra nagyobb mértékű koncentrált terhelés hat (pl. szellőztetőberendezés stb.), melynek révén a tömegeloszlás nagymértékben asszimetrikussá válik. Ezekben az esetekben külön gondot kell fordítani ezen hatás megfelelő térbeli modellezésére különös tekintettel a csavaróhatások helyes figyelembevételére.

4.4 Disszipatív szerkezet A disszipatív szerkezettervezés előnyeit az Rn15 jelű optimált, kisebb fesztávolságú, nagyobb megoszló terheléssel terhelt csarnok áttervezése révén mutatjuk be. A romániai helyszínre tervezett csarnokszerkezet 1,5 kN/m2 állandó jellegű, hasznos teherrel terhelt. Hosszirányban disszipatív központos rácsozással vagy kihajlásbiztos merevítőelemekkel, míg keresztirányban a gerendában kialakított képlékeny csuklók segítségével biztosítjuk a szerkezet duktilitását. Az optimálást a burkolati hatás figyelembevétele nélkül hajtottuk végre (10. ábra). A megbízhatósági analízis utolsó iterációs lépésében számított célelmozdulások és kapacitásgörbék láthatóak a 11. ábrán. Látható, hogy hossz- és keresztirányban is elérhető a képlékeny viselkedés. A keresztirányhoz tartozó kapacitásgörbének azért van még jelentős posztelasztikus merevsége, mert a keretnek egyszerre csak az egyik (a jobban igénybe vett) sarokban lévő, képlékeny csuklója folyik meg, míg a másik rugalmas maradt. Azonban a jobban igénybe vett sarokban a képlékenyedés miatt az igénybevétel alig növekszik. Rugalmasan méretezett elemek esetében nagyon kedvező a földrengési teher/igénybevétel ilyetén csökkenése. A rugalmasan tervezett szerkezet megbízhatósági index értékeihez képest (2,01 és 2,16) a

11. ábra: A disszipatív szerkezet kapacitásgörbéi

104

Rn15 disszipatív

10. ábra: Optimált rugalmas és az áttervezett disszipatív szerkezet

módosított kialakítás megbízhatósági indexe β=2,605-re adódik, melynél az oszlop tönkremenetele volt a mértékadó. A BRB elemek kedvező viselkedése és a nagy deformációs képessége miatt a hosszirányban számítható megbízhatóság β=2,6–3,0 között helyezkedik el. Jól látható, hogy disszipatív tervezéssel (amennyiben a szerkezeti méretek és arányok lehetővé teszik) megtakarítás érhető el a szerkezeti elemek méretében és esetenként a szerkezet megbízhatósága is növekedni fog. Ez utóbbi következtetés érthetővé válik, ha figyelembe vesszük a teher és az igénybevételek csökkenését és azt, hogy a korábbi esetben nem engedtük képlékeny deformációk kialakulását. A nagymértékű alapnyíróerő-csökkenés következtében az alapozásra és a kapcsolódó szerkezetekre az eredeti tehernek csupán a töredéke jut, ezáltal jelentős megtakarítás érhető el az alapozások költségében. Fontos kiemelnünk továbbá, hogy amennyiben egy magasabb fontossági osztályba sorolandó szerkezet tervezése szükséges, akkor a disszipatív kialakítással a magasabb megbízhatósági (pl. β=2,5) kritérium teljesítettnek tekinthető, míg rugalmas kialakítás esetében többletráfordítás válhat szükségessé a bemutatott kialakítás megerősítéséhez.

5 ÖSSZEFOGLALÁS Jelen cikkben bemutattuk változó keresztmetszetű csarnokszerkezetek optimálását földrengési terhek figyelembevételével, teljesítményalapú tervezés módszerét alkalmazva. A szerkezet teljesítményét a tönkremeneteli valószínűség szolgáltatta. A szerkezet megbízhatósági analízisébe beépítésre került a rugalmas és képlékeny viselkedést is követni képes numerikus analízis. Földrengésre való teljesítményalapú tervezéshez mind rugalmas, mind disszipatív esetre kidolgozott keretrendszereket mutattunk be. A kidolgozott térbeli végeselemes modell alkalmas a vizsgált csarnok földrengésre adott válaszának meghatározására, tekintettel a merevségek térbeli eloszlására. A numerikus modellt validáltuk teljes léptékű kísérleti eredményekre támaszkodva. A földrengési hatásra való optimálást összesen 8 esetre végeztük el. Számításainkat a burkolat hatásának elhanyagolásával és figyelembevételével is, többféle merevítés, szeizmicitás és hasznos terhelés mellett elvégeztük. A számított optimális megoldások összehasonlításából megállapítható, hogy a megnövekedett össz alapnyíróerő ellenére a burkolat figyelembevétele a vizsgált szerkezet esetében kedvezőbb költségű kialakítást eredményez a burkolat teherelosztó hatásának következtében. A burkolati rendszer együttdolgoztató hatásának figyelembevételéhez a teljes csarnokot magába foglaló térbeli modell alkalmazása szükséges a burkolati elemek megfelelő modellezésével. A burkolat merevítőhatásának kihasználásához el kell kerülnünk a burkolati panelek, szelemenek és rögzítések tönkremenetelét a földrengéshatásból.


Megvizsgáltuk a disszipatív szerkezettervezés lehetséges alkalmazásait. Az eredeti szerkezet nagy fesztávja miatt ennek előnyei keresztirányban nem, csak hosszirányban használhatóak ki. Merevebb, nehezebb szerkezetek példáján keresztül illusztráltuk a disszipatív szerkezettervezés előnyeit. Az eredmények alapján kijelenthető, hogy disszipatív tervezéssel magasabb megbízhatósági szint mutatható ki a terhek csökkenése miatt, illetve amiatt, hogy a kialakuló képlékeny deformációk a vizsgált csarnok esetében jóval elmaradnak a képlékeny csuklók deformációs képességétől. A disszipatív tervezés mindenképpen előnyösnek mondható nagyobb terhelésű keretek, vagy közbenső födém esetén, amennyiben biztosítani tudjuk a szerkezet duktilis viselkedését.

6 KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS A kutatás a BME Hidak és Szerkezetek Tanszék és a Rutin Kft. együttműködésével megvalósult HighPerFrame K+F+I (GOP-1.1.1-11-2012-0568) projekthez kapcsolódóan jött létre, az Új Széchenyi Terv támogatásával. A szerzők ezúton fejezik ki köszönetüket a projekt megvalósítóinak a számukra nyújtott támogatásért. Jelen kutatás és cikk a Bolyai János Kutatási Ösztöndíj támogatásával készült.

7 HIVATKOZOTT IRODALOM [1] Dunai L., Papp Z.: „Nagy teljesítményű acélszerkezeti rendszer – A HighPerFrame kutatás-fejlesztési projekt”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 3–5. [2] Balogh T., Vigh L.G.: „Változó keresztmetszetű acél csarnokszerkezetek optimális tervezése tűzhatásra”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 84–94. [3] Jármai K., Farkas J.: „Hegesztett oszlopok és gerendák optimális méretezése költségminimumra és tűzvédelemre”, GÉP XLV:(8) pp. 15-20. (2015) [4] Farkas J., Jármai K.: „Optimum design of steel structures”, Heidelberg; New York: Springer Verlag, 2013. 288 p. [5] Daróczy L., Jármai K.: „Acélvázas szerkezetek tervezésének automatizálása topológiai optimálással”, GÉP LXIII:(2) pp. 13-18. (2012) [6] Honfi D., Dunai L.: „Optimization of cold-formed steel compression members using genetic algorithm”, Proc. Int. Symposium on Neural Networks and Soft Computing in Structural Engineering (NNSC 2005), Krakkó, Lengyelország, 2005.06.30-07.02, pp. 49-50. [7] Vigh L.G., Pap Cs.: „Design of new generation steel windturbine tower: Advanced analysis and optimal design of conical segments”, Proc. 6th European Conference on Steel and Composite Structures, Eurosteel 2011. 2516 p. Budapest, Magyarország, 2011.08.31–2011.09.02. Brussels: ECCS, 2011. pp. 819-824. [8] Balogh T., Vigh L.G.: „Cost Optimization of Concentric Braced Steel Building Structures”, WORLD ACADEMY OF SCIENCE ENGINEERING AND TECHNOLOGY 78: pp. 1014-1023. (2013) [9] Simon J., Kemenczés A., Vigh L.G.: „Optimal Stiffener Geometry of Stiffened Plates: Non-linear analysis of plates stiffened with flat bars under uniaxial compression”, Proc. 7th European Conference on Steel and Composite Structures, Eurosteel 2014. Napoli, Olaszország, 2014.09.10-2014.09.12. Napoli: ECCS, 2014. Paper Paper 421. 6 p.

[10] Liu Z., Atamturktur S., Juang C.H.: „Reliability based multi-objective robust design optimization of steel moment resisting frame considering spatial variability of connection parameters”, Engineering Structures, 76, pp. 393-403, 2014. [11] Lin K.C., Lin C.C.J., Chen J.Y., Chang H.Y.: „Seismic reliability of steel framed buildings”, Structural Safety, 32, pp. 174-182, 2010. [12] Lagaros N.D., Garaveles A.T., Papadrakakis M.: „Innovative seismic design optimization with relaibility constraints”, Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering, 198, pp. 28-41, 2008. [13] Oszvald K., Kollár D., Szilágyi P., Kövesdi B.: „Innovatív, végeselem módszeren alapuló méretezési eljárások alkalmazási lehetőségei acél keretszerkezetek tervezésében”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 50–59. [14] Budaházy V., Rózsás Á., Mayer R., Vigh L.G.: „Acél- és öszvérszerkezeti elemek ciklikus viselkedésének kísérleti vizsgálata”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 21–31. [15] Bartal M., Hegyi P., Apáti J., Kövesdi B., Vigh L.G.: „Keretszerkezetek innovatív energiaelnyelő szerkezeti kialakításának fejlesztése: Hosszbordával merevített képlékeny csukló numerikus és kísérleti vizsgálata”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 32–40. [16] Kollár D., Németh D., Kövesdi B.: „Hegesztéstechnológiai folyamat szimulációja és figyelembevétele az acélszerkezeti méretezési eljárásokban”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 41–49. [17] Lendvai A., Joó A.L.: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 1. rész: panelkísérletek”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 60–65. [18] Joó A.L., Mayer R.: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 2. rész: teljes léptékű kísérlet”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 66–77. [19] Lendvai A., Kenéz Á., Rácz A., Joó A.L.: „Acélcsarnokok burkolati merevsége – 3. rész: az Eurocode módszerének pontosítása”, MAGÉSZ Acélszerkezetek, 2015/1. különszám, 78–83. [20] Choi S.K., Grandhim R.V., Canfield R.A.: „Reliability-based Structural Design”, Springer, 2006. [21] FEMA-P695, 2009. Quantification of Building Seismic Performance Factors. ATC, USA. [22] Joint Committee on Structural Safety (JCSS): Probabilistic Model Code, 2000. [23] MSZ EN 1990:2011: Eurocode 0: A tartószerkezetek tervezésének alapjai [24] Ellingwood B., Galambos T.V.: „Probability-based criteria for structural design”, Structural Safety, 1, pp. 15-26, 1982. [25] Ellingwood B.: „Earthquake risk assessment of building structures”, Reliability Engineering and System Safety, 74, pp. 251-262, 2001. [26] Zsarnóczay Á.: „Experimental and Numerical Investigation of Buckling Restrained Braced Frames for Eurocode Conform Design Procedure Development”, PhD dissertation, Budapest University of Technology and Economics, 2013. [27] MSZ EN 1998-1:2008 Eurocode 8: Tartószerkezetek tervezése földrengésre. 1. rész: Általános szabályok, szeizmikus hatások és az épületekre vonatkozó szabályok. [28] MSZ EN 1993-1-1:2009: Eurocode 3. Acélszerkezetek tervezése. 1-1. Rész:Általános és az épületekre vonatkozó szabályok [29] European Facility for Earthquake Hazard and Risk – http://www.efehr.org:8080/jetspeed/portal/


105

[30] Uang, C.M., Smith, M.D., Shoemaker, W.L.: „Earthquake Simulator Testing of Metal Building Systems”, Structures Congress 2011, D. Ames, T.L. Droessler, M. Hoit, Eds. ASCE. Las Vegas, Nevada, April 14-16, 2011, pp. 693-704 [31] Joó A., Kollár L., Dunai L.: „Seismic design of steel industrial buildings by reduced DOF models”, Proc. International Conference in Metal Structures: Steel – a New and Traditional Material for building. Konferencia helye, ideje: Brasov, Románia, 2006.09.20-2006.09.22.pp. 519-527. [32] Kövesdi B., Alcaine J., Dunai L., Mirambell E., Braun B., Kuhlmann U.: „Interaction behaviour of steel I-girders Part I: Longitudinally unstiffened girders”, Journal of Constructional Steel Research, 103: pp. 327-343. (2014)

106

[33] Kövesdi B., Alcaine J., Dunai L., Mirambell E., Braun B., Kuhlmann U.: „Interaction behaviour of steel I-girders Part II: Longitudinally stiffened girders. Journal of Constructional Steel Research, 103: pp. 344-353. (2014) [34] Ádány S., Kachichian M., Kövesdi B., Dunai L.: „Experimental Studies on Deep Trapezoidal Sheeting with Perforated Webs”, Journal of the Structural Engineering, 139:(5) pp. 729-739. (2013) [35] Kövesdi B., Dunai L.: „Determination of the patch loading resistance of girders with corrugated webs using nonlinear finite element analysis”, Computers and Structures, 89:(21-22) pp. 2010-19. (2011)


1. különszám. Magyar Acélszerkezeti Szövetség lapja Journal of the Hungarian Steel Structure Association

Recommend Documents