Az újjászületett Margit híd

2012 IX. évfolyam 3. szám

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

Fotó: Dr. Domanovszky Sándor

Az újjászületett Margit híd

A TARTALOMBÓL:

www.magesz.hu

• Megszépült és megújult a Margit híd • Acélszerkezetű vasúti hidakról – Vasutas Hidász Találkozó Pécsett • Magyar acélszerkezeti siker Grúziában • Jubilál a Meiser Ferroste Kft. • 20 éves a Linde Gáz Magyarország Zrt. • „Táncoló” és leszakadt hidakról • Preflex tartók gyártási, építéstechnológiai és statikai kérdései

A hegesztőanyagok Szakértője A csővezetékektől az erőműépítésig, az acélszerkezetgyártástól az olaj- és gázipari valamint finomítói felhasználásig; mindegyik projekt egyedi és speciális követelményeket támaszt a hegesztőanyagokkal szemben. A Böhler Welding Group hat márkacsaládjának magas minőségű termékpalettájával bármely kihívásra megoldást kínál. Minőség, Gyorsaság, Megbízhatóság. Ha magas követelményeknek kell megfelelnie, bizton számíthat ránk!

www.boehlerweldinggroup.com www.bohler-uddeholm.hu

TÁJÉKOZTATÓ AZ ELNÖKSÉGI ÜLÉSRŐL A MAGÉSZ elnöksége 2012. június 7én a DAK Acélszerkezeti Kft.-nél (Dunaújváros–Sándorháza) tartotta ülését. Jelen voltak az elnökség tagjai: Markó Péter; Aszman Ferenc, dr. Dunai László, Honti Ferenc (Németh Miklós megbízásából), Papp Zoltán, Tarány Gábor, dr. Csapó Ferenc. Előzetesen jelezte távolmaradását: Földi András. Az ülést Markó Péter vezette. A levezető elnök üdvözölte a megjelenteket és megállapította, hogy az elnökség határozatképes. Javasolta, hogy a meghívó szerinti napirendi pontokat tárgyalják. Egyéb felvetés nem lévén, az elnökség a javaslatot elfogadta. A napirendi pontok tárgyalása a meghívó szerint történt: 1. Közgyűlési határozatok áttekintése, szükséges intézkedések megtétele. 2. Egyebek. 3. A DAK Acélszerkezeti Kft. tájékoztatása.

I. KÖZGYŰLÉSI HATÁROZATOK ÁTTEKINTÉSE, SZÜKSÉGES INTÉZKEDÉSEK MEGTÉTELE Az elnökség áttekintette a közgyűlés határozatait és az alábbi témákat részletesen megvitatta. ¨ Határozatképesség Sajnos most sem tudtuk megkezdeni közgyűlésünket a meghirdetett időpontban, mivel a szavazásra jogosult 50 tagból csupán 16 tag volt jelen, a szükséges 26 helyett. Jellemző az egyéni tagok távolmaradása. ¨ Nívódíj – Diplomadíj „Az Év Acélszerkezete Nívódíj” • Az előző évben az elnökség a KÉSZ pályázatát kizárta, mivel az nem elégítette ki a Pályázati kiírás azon pontját, mely szerint csak a 2010-ben átadott létesítménnyel lehet pályázni. Egyben úgy döntött, hogy amennyiben az átadás 2011-ben megtörténik, úgy 2012-ben a KÉSZ ezzel a pályamunkával ismételten

pályázhat. 2012-ben a KÉSZ nem nyújtott be pályázatot. • Az elnökség gratulál és köszönetét fejezi ki a KÖZGÉP Zrt.-nek, amiért két magas színvonalú pályázatot nyújtott be. Az első helyezett „Tiszavirág” gyalogos–kerékpáros híd tervezése, gyártása és építése c. pályázatot az Acélszerkezetek 2012/2. számában mutatta be, a második helyezett „Margit híd szerkezeti és műemléki rekonstrukciója” c. pályaművet a 2012/3. számában ismertetjük. „Diplomadíj” Az elnökség köszönetét fejezi ki a Pont-TERV Zrt. vezetőinek és munkatársainak, valamint a BME Hidak és Szerkezetek Tanszékének és oktatóinak – külön kiemelve prof. Dr. Dunai László tanszékvezető egyetemi tanárnak és Dr. Kovács Nauzika egyetemi docensnek – a pályázat lebonyolításában nyújtott közreműködésükért. A pályázóknak felajánlottuk, hogy a diplomamunkából készített cikkeiket folyóiratunkban megjelentetjük. Ezzel a lehetőséggel fiatal mérnökeink éltek is. A pályázók és nyertesek névsorát előző számunkban közöltük. ¨ Munkaterv Rendezvények – 2012. II. félév • október 18. 16. sz. FÉMSZERKEZETI KONFERENCIA (a MAGÉSZ – MKE – ALUTA rendezésében) „Korszerű gyártástechnológiák, gépek és berendezések” • október vége: XXIX. ACÉLSZERKEZETI ANKÉT (a KTE – BME – MAGÉSZ rendezésében) „Acélhidak fenntartása” • november: TŰZVÉDELMI KONFERENCIA (a MAGÉSZ – Miskolci Egyetem rendezésében) • december 5. ÉVZÁRÓ RENDEZVÉNY

Acélszerkezetek 2012/3. szám

Szövetségi hírek . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Association News . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

1 1

Hírek . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . News . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4 4

A Margit híd felújítása . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

8

Fényképes tudósítás az újjászületett Margit hídról . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

14

Vasutas Hidász Találkozó Pécsett . . . . . . . . . . . .

20

A Kopitnari International Airport terminálépülete. Tervezés – Gyártás – Szerelés . . . . . . . .

22

Jubilál a Meiser Ferroste Kft. Látványos fejlődés családi vállalkozásban . . . . . .

28

PREFLEX tartók gyártási, építéstechnológiai és statikai kérdései . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . PREFLEX girders: prefabrication, erection and static. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

30 30

20 éves a Linde Gáz Magyarország Zrt. Hegesztési szimpózium . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

40

Egy kanadai ívhíd pályaszerkezetének tönkremeneteléről . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

44

Szögacél-csillag keresztmetszetű rúd kihajlásvizsgálata . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Examination of the small cross-shaped section steel angels’s buckling . . . . . . . . . . . . . . Szabályos, acélszerkezetű épületek optimális tervezése szeizmikus hatásokra . . . . . Optimal design of regular steel building structures considering seismic effects . . . . . . . . Szabadtéri színpad lefedése acélszerkezettel . . . Covering of an open-air stage by steel structure A beton lassú alakváltozásának modellezése és öszvérszerkezetekre gyakorolt hatása . . . . . . Modelling the long-term behaviour of concrete and its effect on composite structures . . . . . . . .

48 48 54 54 62 62 72 72

Acélszerkezetű vasúti hidak építése, korszerűsítése az 1996–2011 közötti időszakban . . . . . . .

82

Acélszerkezetű közúti ívhíd tervezése. . . . . . . . . Design of a steel arch highway bridge . . . . . . . .

93 93

Tésztahíd Építő Világbajnokság 2012 . . . . . . . . . 101 Tempó a vasúti közlekedésben . . . . . . . . . . . . . . 104 KASZ2012 – IX. Kecskeméti Acélszobrászati Szimpózium Nemzetközi Fémművészeti Alkotótábor . . . . . . . 106 A hegesztéstechnológiai tényezők és az anyagátviteli folyamat elemzése inverteres hegesztőgépen (2. rész) . . . . . . . . . . . 108 Checking material transfer and welding technologies with a modern welding machine (part 2) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 108 Gyors és gazdaságos megoldás a csarnoképítésben . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 115 OK AristoRod™ – egyszerűen a legjobb Az ESAB rézmentes MAG huzalja – a minőség mércéje egész Európában, és most a világot hódítja meg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117 Acélszerkezetek tűzvédelme . . . . . . . . . . . . . . . . 123 Fire protection of steel structures. . . . . . . . . . . . 123 Az Építési Termék Rendelet (CPR) – 305/2011 EU, az Építési Termék Direktíva (CPD) – 89/106 EGK és az EN 1090 szabványsorozat összefüggései . . 126 Relationships of The Construction Products Regulation (CPR) – 305/2011 EU, the Construction Products Directive (CPD) – 89/106 EEC and EN 1090 series of standards . . . . . . . . . . . . . 126


1

¨ Tagdíj

¨ Tagfelvétel

A tagvállalatok első félévi tagdíját, valamint a pártoló tagok éves tagdíját kiszámláztuk. A tagvállalatok második félévi, valamint az egyéni tagok tagdíját július első felében kiszámláztuk. A pártoló tagdíj differenciáját is kiküldtük.

II. EGYEBEK ¨ Pénzügyi helyzet A követelések kimutatását az elnökség tagjai mellékletben kézhez kapták. • Mivel a Ferro-Pan’ 96 Kft. tartozása a legmagasabb, ezért az elnökség úgy döntött, hogy – amennyiben a tartozását továbbra sem rendezi – annak behajtását jogi útra tereljük. • Az ECCS számlája megérkezett, a 3000 EURO-t (857 610 Ft, árfolyam: 285,87 Ft/EURO) 2012. április 27-én átutaltuk.

• A diplomadíjas mérnökök felvételt nyernek a MAGÉSZ-be. Az elnökség egyhangú szavazással úgy döntött, hogy Nemes Márton okl. építőmérnök és Martinovich Kálmán építőmérnök 2012. június 7-től a MAGÉSZ egyéni tagja. • Tagfelvételét kéri: Fispán Gábor gépészmérnök (fémszerkezet szakirány) felvételét kéri a MAGÉSZ egyéni tagjai sorába. Az elnökség egy tartózkodással elfogadta Fispán Gábor tagfelvételi kérelmét, aki 2012. június 7-től a MAGÉSZ rendes tagja. Dr. Joó Attila egyetemi docens tagfelvételét kéri a MAGÉSZ egyéni tagjai sorába 2012. július 1-től. Az elnökség egyhangúlag elfogadta dr. Joó Attila tagfelvételi kérelmét, aki 2012. július 1-től a MAGÉSZ rendes tagja.

¨ ECCS tagság meghosszabbítása A közgyűlésen Markó Péter úr felkérte dr. Dunai László urat, hogy járjon el annak érdekében, hogy a MAGÉSZ – a három év eltelte után is – maradjon az ECCS tagja. Ehhez elnökségi és közgyűlési határozat szükséges. Dr. Dunai László a szeptemberi elnökségi ülésen ad tájékoztatást, miután az ECCS vezetőivel tárgyalást folytat a 2012 szeptember 19– 22-i lisszaboni rendezvényen.

III. A DAK ACÉLSZERKEZETI KFT. TÁJÉKOZTATÁSA Az elnökséget Tarány Gábor ügyvezető igazgató tájékoztatta a DAK Acélszerkezeti Kft. tevékenységéről. A tájékoztatásról és az üzemlátogatásról azelnökség tagjai elismerően nyilatkoztak.

A VIII. Vasúti Hidász Találkozó ajánlásai •

A vasúti hidász szakma elismeri és nagyra értékeli a Vasúti Hidak Alapítvány alapító okiratában lefektetett célkitűzések helyességét és a megvalósításuk érdekében kifejtett munkáját. Az alapítvány továbbra is munkálkodjon e célok megvalósításán. Az ajánlás címzettje: Vasúti Hidak Alapítvány

•

A hidak tervezése és a tervek jóváhagyása során nagyobb hangsúlyt kapjon az üzemeltetésnél szerzett tapasztalatok alkalmazása, amelyet szakirodalmi, oktatási, rendeletalkotási tevékenységgel kell támogatni. Az ajánlás címzettje: MÁV Zrt. PLF Híd és Alépítményi Osztály

•

Az idei évben beindult hídprojekt megvalósulása során a teljes keret optimális felhasználása érdekében az előkészítésnél, tervezésnél a minél tökéletesebb, hosszú távú megoldásokra kell törekedni, az élettartam-költségek kiemelt figyelembevételével. Az ajánlás címzettje: MÁV Zrt. PLF Híd és Alépítményi Osztály

•

A jövő szakemberei képzésének javítása érdekében intenzívebb kapcsolat alakítandó ki a felsőoktatási intézmények és a hídszolgálat vezetése között. Az ajánlás címzettje: MÁV Zrt. Pályalétesítményi Főosztály

•

Az ajánlások időarányos teljesítését az alapítvány bevonásával évente egy alkalommal, közös megbeszélésen tekintse át a MÁV Zrt. Pályalétesítményi Főosztály valamint a Híd és Alépítményi Osztály. Koller László, az Ajánlattevő Bizottság vezetője A bizottság tagjai: Erdei János Lakatos István Tóth Axel Roland Virág István Vörös József

2


Dear Sir/ Madam If you intend to visit or participate in the ECCS European Steel Construction Day & Annual Meeting 2012 that will be held in Lisbon, Portugal, between 19 and 22 September you will find this exciting Seminar

ECCS STEEL SEMINAR SESSION 1 - INNOVATION AND EDUCATION IN STEEL CONSTRUCTION

1. Erasmus Mundus European Master SUSCOS

Frantisek Wald

2. Innovation in steel construction: Trends and achievements

Reidar Bjorhovde

Czech Technical University at Prague, Czech Republic The Bjorhovde Group

SESSION 2 - STEEL CONSTRUCTION IN SOUTHERN AFRICA: BUSINESS OPPORTUNITIES AND RECENT ENGINEERING ACHIEVEMENTS John da Silva (to be confirmed)

1. Title to be defined 2. Developing steel construction business in Angola and Mozambique 3. CMA - African Association of Steel Construction

Pedro Duarte Luís Simões da Silva

Cosira South Africa (PTY) Lda Martifer Constructions CMM

SESSION 3 - SOCCER STADIA AND OLYMPICS IN BRAZIL

1. Design of stadia roofs structures. Two recent examples

Tiago Abecasis

TalProjecto

2. Martifer participation in the construction of the stadiums in Brazil

Matos Silva

Martifer

SESSION 4 - EUROPEAN CERTIFICATION OF STEEL CONSTRUCTION

Filipa Santiago

1. Euroepan database of certified companies 2. The role of notified bodies in certification of steel construction 3. Quality labels beyound CE Marking

Ana Rita Pereira (to be confirmed) Person to be confirmed

CMM Bureau Veritas CTICM (to be confirmed)

SESSION 5 - SUSTAINABILITY

1. LCA of steel construction and database of EPDs 2. LCA and maintenance of composite motorway bridges

Luís Bragança Helena Gervásio and Vera Perdigão

University of Minho University of Coimbra and Brisa

SESSION 6 - ECCS AWARDS (Hosted by Luís Simões da Silva, ECCS President and Nuno Silvestre, CMM Board)

- European Steel Bridge Awards - Charles Massonnet Award

You can see all the details and information in the website of the event: www.cmm.pt/eccsannualmeeting2012 Looking forward to seeing you in Lisboa

Prof. Luís Simões da Silva (President of ECCS)


3

HÍRE HÍR EK K ¨ 30 milliárdos beruházás indul Tiszaújvárosban Pethő Zsolt, a TVK vezérigazgatója 2012. július 12-én bejelentette, hogy az új butadién-gyárat Tiszaújvárosban, a TVK részeként építik fel. Az alapkőletétel 2013ban lesz a kereskedelmi termelés megkezdésének időpontja 2015 elejére várható. ¨ Hídfelújítások Budapesten Készül Budapest hídfelújítási programja, és a főváros már a Lánchíd felújításának megvalósíthatósági tanulmányán dolgozik. A Lánchíd felújítását követően sor kerül a Petőfi híd és az Erzsébet híd felújítására. Felújításra vár az Árpád híd, a Gubacsi híd és a Kvassay híd. A Podmaniczky-programban szereplő három új átkelő (aquincumi híd, Galvani úti híd és az albertfalvai híd ) építése továbbra is a tervekben szerepel, de megvalósításuk csúszik. ¨ Újabb elismerés a Tiszavirág híd tervezőjének A Magyar Építőművészek Szövetsége ebben az évben a Csonka Pál-érmet (alkotó páros kategóriában) a szolnoki gyalogos- és kerékpároshídért Pálossy Miklósnak (Pont-TERV Zrt.) és Gajdos Istvánnak ítélte. A díj átadására 2012. július 6-án került sor. Gratulálunk a díjhoz. ¨ Terdi Tamás a MAFE új elnöke A Magyar Acél- és Fémkereskedők Egyesülete 2012. május 22én tartotta tisztújító közgyűlését, ahol Terdi Tamást, a Dutrade Zrt. kereskedelmi igazgatóját választották elnöknek. A közgazdaságtudományi végzettségű szakember – aki a magyar mellett angolul és görögül beszél – nagy nyereség az egyesület számára. A Dutrade Zrt. a MAGÉSZ pártoló tagja. Gratulálunk és sok sikert kívánunk .

4

¨ Hírlevelet indított

a MAGEOSZ Deák László, a MAGEOSZ elnöke (ALSTOM Hungária Zrt., vezérigazgató) írja beköszöntőjében: „Maga a tény, hogy hírlevelet indítunk, is azt mutatja, hogy az elmúlt – válság és válság utóhatások által sújtott – évek ellenére a Magyar Gépipari és Energetikai Országos Szövetségnek sikerült nemcsak talpon maradnia, de meg is erősödnie.” A hírlevél főbb fejezetei: • A gép- és energetikai ipar potenciális ernyőszervezete. • Irány a nemzetközi porond. • Partnerkeresés hatékonyan B2 air. • Gépipar – túlélő üzemmódban. A Hírlevél megtekinthető: www.mageosz.hu Gratulálunk a színvonalas lap szerkesztőinek. ¨ Az ELSŐ LÁNCHÍD HÍRLEVÉL-ből • 2012. június 28-án dr. Tóth Ernőt 75. születésnapján köszöntötték kollégái és tisztelői a Makadám Klubban. • Vasúti Hidász Találkozó Pécsett: számos nagy fejlesztés várható a közeljövőben megbízást és munkát adva a hidász tervezőknek és kivitelezőknek. Ezek közül kiemelkedő feladat a budapesti Déli összekötő Duna-híd harmadik vágánya, a kiskörei vasúti-közúti Tisza-híd cseréje és az új nagysebességű tokaji Tisza-keresztezés. • Galoppozó Volga-híd újrahangolása: Megszelídítették a volgográdi táncoló Volga-hidat (tudósítás a Bridge Design & Engineering cikke után). 2010. május 20-án bejárta a világsajtót a szélben táncoló Volgahídról készített számtalan videó, felkeltve a laikusok és szakemberek figyelmét egyaránt. Volgográdnál (korábbi Sztálingrád) 2009. október 10-én, 13 évnyi hídépítés után átadták a


7,1 km hosszú Volga-hidat. A végleges formában teljes autópályakeresztmetszetre tervezett közúti hídnak első ütemben elkészült valamennyi alépítménye, de csak az egyik felszerkezete. Az 1,25 km hosszú, tíznyílású acél mederhíd igen karcsú, folytatólagos, szekrény keresztmetszetű gerenda szerkezet ortotrop pályalemezzel A legnagyobb támaszköze 155 m. A megnyitás után fél évvel, 2010. május 20-án a hidat a rendkívüli lengések miatt le kellett zárni. Noha egyes híradásokban „többméteres” lengésekről is beszámoltak, a valóságban a függőleges rezgések ±400 mm értéken belül maradtak. A híd lengését – a Tacoma Narrows katasztrófájával azonosan – az állandó, egyenletes oldalszél okozta és nem a viharos szélsebesség. Ha a leváló szélörvények a híd saját frekvenciájával közel azonosak, a kialakuló vibráció amplitúdója ±400 mm értékű lehet. A híd javításakor kérdéses volt, mekkora az a csillapító tömeg, amely elegendő a sajátrezgés elhangolásához, szerkezetileg kivitelezhető és beépítési költsége is megfelelő. A kísérletek eredményeként 12 darab, egyenként 5200 kg tömegű, vezérelt lengéscsillapítót építettek be. A beavatkozás hatására a kialakuló lengések amplitúdója tizedrészére csökkent, emellett biztosítja a hídlengések fékezését normális forgalom esetén és gyorsítja a kialakuló kisebb lengések leépülését is. A lengéscsillapítókat a mederhíd 4., 7. és 8. nyílásában helyezték el (nyílásonként 4–4 darabot), de ezek hatásukat az egész mederhídra kifejtik a szerkezet folytatólagossága miatt. A híd rezgése 0,41–1,04 Hz tartományban veszélyes, ezért vezérelt/adaptív lengéscsillapítókat alkalmaztak, melyet a Maurer Söhne szabadalmaztatott és alkalmazott korábban több ferde kábeles hídnál világszerte: Kampen (Hollandia), Dubrovnik (Horvátország) és Sutong Bridge (Kína). E lengéscsillapítónak gerendahíd esetében azonban ez

az első alkalmazása. Az adaptív lengéscsillapító a csillapítási paramétereket önállóan szabályozza saját elektronikus vezérlésével. Érzékelő méri az aktuális frekvenciát, a vezérlő számítógép pedig irányítja a lengéscsillapítókat. Egy monitoring rendszer tárolja a híd és a lengéscsillapítók mozgásait. A lengéscsillapítók beépítését 2011. augusztus–szeptemberben végezték. Mivel a lengéscsillapítót nem tudták a híd belsejébe bejuttatni, a telepítés helyén, a pályalemezen 1200 x 600 mm-es nyílást vágtak, amelyen keresztül a lengéscsillapítót 100 kg-os darabokból a híd belsejében összeszerelték. A munka végén a pályalemezt és burkolatot helyreállították. A beépített csillapítókkal várhatóak a lengések amplitúdója ±40 mm alatt marad. Rendkívüli körülmények esetén ±80 mm amplitúdójú mozgás felett a hidat ismét le kell zárni.

¨ Szakmai nap a Henelit International Kft-nél A Henelit International Kft. 2012. szeptember 6-án, székesfehérvári telephelyén tartotta szakemberek, felhasználók és forgalmazók részére azt a szakmai szimpóziumot, ahol bemutatásra kerültek az újonnan kifejlesztett és CE jelöléssel ellátott NULLIFIRE profiltényezős, gazdaságos, tűzvédő festékbevonat-rendszerek. Az S707-60 ( ETA 12/0355 ) és az S707-120 ( ETA 12/0052 ) típusjelzéssel ellátott tűzvédelmi festékek fejlesztése és gyártása az angliai székhelyű NULLIFIRE LTD. vállalatnál folyik. Kizárólagos magyarországi forgalmazója, a Henelit International Kft. mindent megtesz annak érdekében, hogy széles körben megismertesse a felhasználókkal e termék kiemelkedő minőségét, széles körű felhasználási lehetőségeit. Ennek jegyében szervezték a szakmai találkozót, ahol dr. Horváth László ( BME ) előadásában, bevezetőként szólt az acélszerkezetek viselkedéséről tűzhatás esetén valamint az ezzel kapcsolatos méretezési szempontokról és megoldási lehetőségekről. Ezt követően Mr. Jeff Dyson (NULLIFIRE LTD.) konkrét alkalmazási példákon keresztül mutatta be a NULLIFIRE profiltényezős, égéskésleltető bevonati rendszerek gyakorlati használati lehetőségeit. A következő előadásban Ms. Nadine Bronn (pfp Systeme GmbH.) a profiltényezős rendszerek gazdaságos használatára világított rá.

¨ Üzleti hírek Szeretnénk figyelmükbe ajánlani a heti rendszerességgel megjelenő Üzleti Hírek szolgáltatásunkat, mely az aktuális exportajánlatokat, tendereket és rendezvényeket tartalmazza. A hírlevélben szereplő hirdetések egyedi kódszámmal rendelkeznek, ezek részleteit regisztrált ügyfeleinknek tudjuk megadni. Szolgáltatásunk ingyenes!

A szakmai szimpózium zárásaként az előadók és a részt vevő szakemberek között aktív konzultáció zajlott az újonnan kifejlesztett termékek alkalmazásával és felhasználási lehetőségeivel kapcsolatosan. Mr. Jeff Dyson (Nullifire Ltd) előadás közben

A NULLIFIRE profiltényezős, égéskésleltető bevonati rendszerek részletes bemutatása következő lapszámunkban olvasható.

Regisztrálni a következő linken lehet: http://uzletihirek.questionpro.com További információ: Molnár G. Csilla Nemzeti Külgazdasági Hivatal Telefon: (1) 872-6516 E-mail: [email protected] A legfrissebb Üzleti Hírek hírleveleink továbbá megtalálhatóak a www.hita.hu honlapon a Szolgáltatások – Üzleti Hírek menüpont alatt. Az előadók Ms Nadine Bronn, Mr. Jeff Dyson és a házigazda Gáspár Imre


5

Gonda Ildikó Mh-2009 Konzorcium

A MARGIT HÍD FELÚJÍTÁSA VISSZATEKINTÉS A Margit híd Európában is egyedülálló szerkezeti és műemléki rekonstrukciója 2011-ben fejeződött be. A majdnem egy éve átadott híd felújításáról több cikk is megjelent, jelentős fórumokon több előadás is elhangzott a szerkezeti átépítés folyamatáról. Visszatekintve azonban a felújítás két évére, említést érdemel több olyan különleges momentum, részlet, ami nem kapcsolódik szorosan az acélszerkezeti szakmához, és érdekes lehet nemcsak a szakmai olvasó számára (1. kép).

ÖSSZEFOGLALÓ ADATOK Megrendelő: Budapest Főváros Önkormányzata Tervező: Margit Híd Konzorcium (vezetője: Főmterv’TT Zrt.) Lebonyolító: Dr. Rádai-ECO-TEC Konzorcium Vállalkozó: Mh-2009 Konzorcium (vezetője: Közgép Zrt., tagjai: A-Híd Zrt., Strabag MML Kft.) Szerződés összege: 20,8 Mrd Ft Szerződéskötés: 2009.08.10. Befejezési határidő a vállalkozói szerződés módosításával: 2011.09.30.

Az Mh-2009 Konzorcium a felújítás keretében teljes szerkezeti rekonstrukciót végzett. A híd pályaszerkezete teljes egészében átépült, a rossz állapotú vasbeton pályalemez helyett acélszerkezetű, ortotrop pályalemez készült. A mai forgalmi követelményeknek megfelelő forgalomtechnikai korszerűsítés készült, ezen belül új villamos vasúti pálya épült a hozzá tartozó villamos infrastruktúrával. Az európai szinten is egyedülálló műemléki rekonstrukció során korhű szerkezeti elemek, hídtartozékok, kőszobrászati elemek készültek. A felújítás keretében tehát valójában három projekt valósult meg egyidejűleg; szerkezeti, forgalomtechnikai és műemléki rekonstrukció (2. kép).

SZERKEZETI REKONSTRUKCIÓ Fővárosi forgalomtechnikai követelmény volt a tömegközlekedés (villamos és autóbusz) valamint a gyalogosforgalom folyamatos fenntartása az átépítés alatt. Ez határozta meg az átépítés alapkoncepcióját, hogy az két ütemben valósuljon meg, első ütemben az északi, majd második ütemben a déli oldal épüljön újjá.

1. kép: A Margit híd madártávlatból

6


2. kép: Az elkészült híd látképe 2011.

4. kép: A rácsozat elemeinek vízszintes mozgatása behúzópálya segítségével 3. kép: A statikailag szükséges rácsozat elemeinek beemelése a pályalemezről autódaru segítségével

Ã

5. kép: Alapvető követelmény volt a tömegközlekedés folyamatos fenntartása az átépítés alatt. A Liapor burkolat lehetővé tette a villamospályán az autóbusz-közlekedést is


7

Az északi oldali munkák megkezdésének feltétele volt, hogy a villamospályát középről áthelyezézzék a déli oldalra, az ideiglenesen épített villamospályára. A villamos déli oldalra tereléséhez statikailag szükséges kiegészítő rácsozatot kellett beépíteni. A rácsozat elemeit a pályalemezről daruval, a meglevő rácsozat között vízszintesen pedig behúzópálya segítségével juttatták a beépítés helyére (3–4. kép). A villamospálya Liapor könnyűbetonnal kitöltve alkalmassá vált a közös villamos–autóbusz forgalom átvezetésére (5. kép). A Liaport Magyarországon először használták ilyen célra, alkalmazásának statikai okai voltak. A teljes vasbeton pályalemez elbontása után helyére a szokásos kialakítású, acélszerkezetű, ortotrop pályalemez került. A szerkezet- és anyagválasztást több szempont is indokolta: – A forgalomtechnikai szempontoknak megfelelő, szélesebb járdaszerkezet – melyen a kétsávos kerékpárút is kialakítható volt – csak a kisebb fajlagos önsúlyú acélszerkezetből volt elképzelhető. A járda szélessége 5,6 m, ez vasbetonból csak esztétikai kompromisszumok árán, gazdaságtalanul lett volna megépíthető. – Acél pályaelemek beépítésével követhetők voltak a meglévő szerkezet méreteltérései, alakja. – A pálya és a főtartó szerkezeti elemei hozzáférhetővé, ezáltal ellenőrizhetővé váltak. – Acélszerkezetű elemek beépítésével biztosítható volt a régi és az új szerkezetek teljes értékű együttdolgozása. A vasbeton pályalemez bontását követően feltárult a meglevő acélszerkezet, megkezdődhetett a megmaradó szerkezet alakjának, állapotának felmérése, a rossz állapotú szerkezeti elemek visszabontása, a szükséges javítások elvégzése (6. kép).

6. kép: A megmaradó acélszerkezet előkészítése az új szerkezetek fogadására

A helyszíni szerelés alapkoncepciója szerint megépült mindkét Duna-ágban egy-egy bakdaru, melyek a teljes szerelőterület kiszolgálását biztosították. A szélső főtartó feletti – új – acélszerkezetet úgy alakították ki, hogy az az egyik oldali sínszál elhelyezésére megfelelő legyen. A másik sínszálat az ellenkező oldali hídfélen helyezték el, ezáltal a teljes átépítendő „fél” keresztmetszet elemeinek elhelyezésére alkalmas volt (7. kép). A bakdarukat speciálisan erre a feladatra tervezték és gyártották. A bakdaru esetén alapvető cél volt, hogy minden pályaelem elhelyezésére alkalmas legyen. Ez határozta meg a teherbírását (16 tonna), a fesztávolságát (12,5 m), a lábak aszimmetrikus kialakítását. Az 5 méteres konzol és a 18 méteres lábterpesztés lehetővé tette a járdapanelek elhelyezését is. A bakdaruk az építés jelképévé váltak, egyedi, újszerű organizációs megoldást jelentettek és nagymértékben hozzájárultak az ütemes munkavégzéshez.

7. kép: Bakdaru segítségével a teljes szerelőterület kiszolgálása biztosítható volt

8


A vasbeton pálya elbontását követően, az új acél pályaelemek elhelyezése előtt, megtörtént a hossztartók geodéziai bemérése, és a hossztartó alakjához viszonyítva relatív adatokkal meghatározták az új pályaelemek magassági helyzetét. A pályaelemek csatlakozó pálya- és gerinclemezei a gyárban 100–100 mm-es ráhagyással készültek, és a helyszíni méretekhez igazodva, a helyszínen vágták ezeket méretre (8. kép).

Ã 8. kép: Pályaelem helyszíni méretre vágása

A meglevő szerkezetekhez történő csatlakozást különböző módon kellett megoldani a hegeszthető anyagú hossztartóknál és a szegecselt szerkezetű íves főtartóknál. Az utóbbinál egy zsámoly beépítésére volt szükség, melyhez már hegesztéssel csatlakozott a pályaelem. A közúti pálya alatt a szokásos kialakítású trapézbordával merevített ortotrop pálya épült. A villamospálya alatt az eltérő terheléshez igazodva hossz- és keresztbordás merevítőrendszer készült (9. kép). A meglevő és az új szerkezetek külső és belső felületeit új korrózióvédelmi bevonattal látták el (10–11. kép). Második ütemben az északi oldalihoz hasonlóan elkészült a déli oldal átépítése is. Valamivel több, mint egy év után 2010. november 15-én megindulhatott a forgalom a felújított közúti és villamospályán (12. kép).

9. kép: Trapézbordával merevített ortotróp pályaelem beemelése

10. kép: A meglevő és új acélszerkezetek is új korrózióvédelmi bevonatot kaptak

11. kép: Készül a szegecselt íves főtartó korrózióvédelme

Ã 12. kép: A közúti forgalom megindítása a felújított pályán 2010. november 15-én


9

MŰEMLÉKI REKONSTRUKCIÓ A szerkezeti átépítést követően, ill. azzal párhuzamosan megkezdődtek a műemléki rekonstrukciós munkák, magas szakmai igényességgel, a Kulturális Örökségvédelmi Hivatal szakmai felügyelete mellett. A világörökségi környezetben levő hídon a korhű szerkezeti elemek rekonstrukciójával európai színvonalú műemléki rekonstrukció valósult meg. A rekonstrukció első lépéseként restaurátori szakvélemény készült korabeli fotók, rajzok, képek, leírások alapján. A szakvélemény alapjául szolgáltak a korábban regisztrált, múzeumba került leletek, valamint a munka során, a mederkotrás közben előkerült elemek is (13–14. kép).

17. kép: Kőmellvéd építés közben

Az öntészeti munkák leglátványosabb eleme a Rostráloszlop, mely komoly kihívás elé állította a hazai öntő szakmát. Sajnos a mai öntészeti–technológiai gyakorlatban már nincsenek jelen ilyen szobrászati igényességű elemek. Sokáig kérdéses volt, hogy vasöntvényből ezek az elemek előállíthatók-e (18–26. kép).

13. kép: Korabeli fotók szolgáltak a műemléki rekonstrukció alapjául

18. kép: A mederkotrás során előkerült eredeti Rostrál oszlop alapján készült a rekonstrukció 14. kép: Korabeli fotó, előtérben a vámházakkal. A vámházak alapjai újjáépültek, megadva a lehetőséget a vámház épületek későbbi újjáépítésének

A restaurátori szakvéleményben grafikusan ábrázolták a megvalósítandó kőszobrászati és öntvényelemeket. A szakvélemény műemléki jóváhagyását követően – szobrászati módszerekkel – 1:1 léptékű gipszminták készültek, melyeket szintén műemléki, szakmai zsűri hagyott jóvá. Ezt követően kezdődhetett meg az érdemi kivitelezés, a gipszminták alapján öntvényelemek és kőszobrászati elemek készültek (15–16–17. kép).

19. kép: Az eredeti Rostráloszlop tisztítás után

Ã

15. kép: Kőmellvéd címerrel grafikusan ábrázolva

10

16. kép: Kőmellvéd 1:1 léptékű gipszmintája

21. kép: A Rostrál-oszlop 1:1 léptékű gipszmintája – oszlop alsó rész


20. kép: A Rostrál-oszlop 1:1 léptékű gipszmintája – oszlopfej

22. kép: A Rostrál-oszlop 1:1 léptékű gipszmintája – oszloptörzs az oroszlánfejjel. Az oroszlánfej rekonstrukciója a Kiscelli Múzeumban fellelhető eredeti öntvény alapján készült

23. kép: Az ötvények legösszetettebb, legdíszesebb eleme a sárkányfejű, madár ill. nőalakú kiméra – 1:1-es gipszminta

24. kép: A Rostrál-oszlop elemeinek próbaszerelése

takaríthatóság, rezgéscsillapítás, korrózióvédelem. A korlát egyes elemeit statikai szempontok miatt vasöntvény helyett statikailag méretezhető, ún. gömbgrafitos öntvényből kellett gyártani, pl. korlátoszlop, kézléc, végelemek.

FORGALOMTECHNIKAI REKONSTRUKCIÓ 25. kép: Öntvény oroszlánfej

26. kép: Öntvény oszlopfej

27. kép: Rekonstruált öntvény gyalogoskorlát- és díszpárkányelemek

Öntvényből készültek a korhű közvilágítási kandeláberek, felsővezeték-tartó oszlopok. Ezek felső részére díszes kovácsoltvas elemek kerültek. Öntvény díszpárkányelemek, valamint gyalogoskorlátok kerültek a hídra, melyeket a korabeli fotókat és a meglevő elemeket felhasználva gyártottak újra. A korlátok gyártásához mintaként a szárnyhídról elbontott, eredeti korlátok szolgáltak, szerkezeti kialakításuknál azonban figyelembe kellett venni a mai üzemeltetési és egyéb követelményeket, pl.

A fejlesztés alapvető célja a szerkezeti felújításon túlmenően a kapcsolódó közlekedési rendszer fejlesztése, a közlekedési színvonal emelése volt. A forgalomtechnikai rekonstrukció keretében a villamospálya, a közúti pálya, a gyalogos- és kerékpáros-közlekedés mai követelményeknek megfelelő korszerűsítése valósult meg. Korszerű, EDILON rendszerű villamospálya épült a szükséges villamos-infrastruktúrával, középen elhelyezett felsővezeték-tartó oszlopokkal. A villamos nyomvonal tengelytávolsága (3,80 m) valamint a közúti teherbíró burkolat lehetővé teszi az autóbuszok és megkülönböztetett járművek közlekedését a vágányzónán (28. kép). A forgalmi sávok kialakítása a geometriai adottságok miatt csak kismértékben változott, a szélső közúti forgalmi sávok szélesebbek lettek, 2,82 m-ről 3,00 m-re nőttek. Az, hogy a forgalmi sávokat a szigeti ívben szélesítették, könnyebb kanyarodást tesz lehetővé. A budai és pesti lehajtósávok meghosszabbítása csökkenti a visszaduzzasztó hatást. A gyalogosok közlekedését segíti az északi és déli oldalon megépült szélesebb járda, a felszíni gyalogátkelőhelyek létesítése pl. a szigeti csomópontban (itt megszűnt a korábbi gyalogos-aluljáró), a parti kapcsolatoknál a gyalogosok akadálymentes továbbhaladását lehetővé téve a körúti és a keresztezőirányokban, a kereszteződésekben alacsony lelépők kialakítása. A korszerűsítés keretében kerékpáros közlekedési létesítmények is épültek: az északi oldali járdán kétsávos, kijelölt kerékpárút létesült a partokon fel- és lehajtósávokkal, mindkét oldali, észak–déli hálózatra illesztéssel. Kerékpáros alagút épült a budai parti pillérben, a budai észak–déli kerékpáros-forgalom átvezetésére (29–30. kép).


11

28. kép: Az új villamospálya a középen elhelyezett felsővezetéktartó oszlopokkal

29. kép: A kiszélesített északi járdán a gyalogosforgalomtól elválasztott kétsávos kerékpárút épült

12

30. kép: A budai parti pillérben megépített átjáró biztosítja az észak–déli kerékpáros-forgalom átvezetését. Az átjáró oldalfalát Zsolnay-burkolat díszíti


KÖZGÉP ZRT. 1239 Budapest XXIII., Haraszti út 44. Levélcím: 1734 Budapest Pf. 31. Telefon: +36 1 286 0322 fax: +36 1 286 0324 e-mail: [email protected] www.kozgep.hu

. egyedi acélszerkezetek gyártása és szerelése

. hídépítés és felújítás, mutárgyépítés

. autópálya- és útépítés, útrehabilitáció

. vasútépítés . közmuépítés . környezetvédelmi beruházások, hulladékgazdálkodás

. kármentesítési projektek . magasépítési és energetikai beruházások


13

Dr. Domanovszky Sándor Széchenyi-díjas hídépítő mérnök

FÉNYKÉPES TUDÓSÍTÁS AZ ÚJJÁSZÜLETETT MARGIT HÍDRÓL Budapest második, 1876-ban forgalomba helyezett hídja, a Margit híd 2009–2011 között olyan rekonstrukción esett át, melynek során visszanyerte eredeti megjelenését, sőt szélesebb lett, teherbírása, merevsége megnőtt és díszkivilágítást is kapott. Mindezek eredményeként a mai Margit híd szebb és jobb, mint valaha is volt. Méltó társa lett fővárosunk másik három (Lánchíd, Erzsébet híd, Szabadság híd) világviszonylatban is kiemelkedő hídjának. Napjainkra mindegyik díszkivilágítást kapott. A közismert megállapítás: „Budapest a szép hidak városa” mindezek révén még inkább fedi a valóságot. Joggal lehetünk rá büszkék! Folyóiratunk 2010/3. számában fotóriporttal tudósítottunk a munkálatok akkori helyzetéről, míg az irodalomjegyzékben a híddal kapcsolatos, közelmúltban megjelent publikációkat soroltuk fel. E tudósítás célja csupán a tervezés és kivitelezés szempontjából egyaránt kiválóan sikerült munka végeredményének szemléltetése. A kivitelezés folyamatát lapunk e számának egy másik cikke mutatja be.

1. kép: A Margit híd látképe a rekonstrukció megkezdése előtt (2008.09.13)

2. kép: A szárnyhíd látképe nappal és … ... éjjel

A képek dr. Domanovszky Sándor 2012 nyarán készített felvételei.

14


3. kép: Az újjászületett Margit híd nappal és … ... éjjel


15

4. kép: A pesti oldali nyílások

5. kép: A mederhíd budai hídfője nappal és ... ... éjjel (a kerékpárosok számára épített új alagúttal)

16


6. kép: A kocsi- és villamospálya a budai hídfőnél nappal és …. ... éjjel

Ã 7. kép: A rakparti nyílás Budán

8. kép: A szigeti szárnyhíd

9. kép: Villamosmegálló a szigetnél (Pest felé tekintve)

10. kép: A felújított (jórészt eredeti) szárnyhíd

11. kép: A szárnyhíd a mederszerkezet felől nézve

12. kép: A szárnyhíd és a szigeti, középső pillér a befolyási és…

... a kifolyási oldal felőli látványa


17

13. kép: A híd látképe a budai hídfőről szemlélve nappal és … ... éjjel

18



19

Vörös József Állami Díjas építőmérnök Preflex’ 2008 Kft.

VASUTAS HIDÁSZ TALÁLKOZÓ PÉCSETT Nyolcadik alkalommal rendezték meg 2012. május 30. és június 1. között a vasúti hidászok, tervezők, üzemeltetők, oktatók és hatósági szakemberek részvételével a VIII. Vasúti Hidász Találkozót. A háromévenként ismétlődő konferencia célja a vasúti hídépítés területén történt fejlődés bemutatása, hazai és külföldi munkák ismertetése, a szakembereket érdeklő elméleti és gyakorlati kérdések megvitatása és a jövőt érintő célkitűzések megfogalmazása volt. A szervezők az előadásokat ennek megfelelő témakörökbe csoportosították: beszámolók a vasútihíd-építés hazai és külföldi eredményeiről, vasúti pálya átvezetése a hídon, műtárgyak a hazai vasútépítésnél, nemzetközi kitekintés, új anyagok és technológiák, vasúti hidak tervezése. A konferencia fő szervezője a hagyományoknak megfelelően idén is a Vasúti Hidak Alapítvány volt a Magyar Mérnöki Kamara Vasúti Szakosztály és a MÁV Zrt. támogatásával. Utóbbi részéről előadást tartott Pál László, a MÁV Zrt. frissen kinevezett vezérigazgató-helyettese (1. ábra). A három napra elosztott előadások helyszíne a patinás Palatinus Szálloda reprezentatív Bartók Terme volt, amelyet 200 fős hallgatóság teljesen megtöltött (2. ábra). A kötött férőhely és a nagy érdeklődés miatt sajnos több jelentkezőt vissza kellett utasítani. Az előadóterem előtereiben a CSOMIÉP Kft., a HEMPEL Magyarországi Fióktelepe, a Közgép Zrt., a MÁV KFV Kft., MÁV-Thermit Kft. és a NAGÉV Cink Kft. rendezett be színvonalas kiállítást termékeikből és szóróanyagaikból.

A harminc előadó által megtartott huszonhét előadás szakterületenkénti megoszlása az alábbi volt: • vállalkozást képviselő előadó 9 fő • vasúti szakmát gyakorló 8 fő • tervezőmérnök 8 fő • felsőfokú oktatási intézmény oktatója 5 fő Az előadásokon kívül Villány vasútállomáson helyszíni bemutatón ismerkedhettek a résztvevők az új űrszelvénymérő berendezéssel (3. ábra) és a vasútépítésben alkalmazott kompozitszerkezetekkel.

3. ábra: Űrszelvénymérő a szakmai bemutatón

1. ábra: Pál László vezérigazgató-helyettes előadás közben

Ezt követően, a Villányban megrendezett gálavacsorán osztották ki a Vasúti Hidak Alapítvány által adományozott díjakat. Korányi-díj kitüntetést kapott Rosnyay András nyugalmazott tervezőmérnök, Vasúti Hidász Nívódíjban részesült Lakatos István hídszakértő mérnök (4. ábra), a Tervezői Nívódíj díjazottja az MSc Kft. és az UNITEF’ 83 Zrt. volt, míg kivitelezői nívódíjat kapott a KÖZGÉP Zrt. és a Strabag Magyarország MMT Kft. A vándorkonferencia jelleget megőrizve a konferenciát szervező MÁV Zrt. Pécsi Területi Központ részéről Koller László osztályvezető adta

2. ábra: A konferencia hallgatói

4. ábra: Lakatos István átveszi a nívódíjat

20


át a stafétabotot jelképező hídvizsgáló kalapácsot dr. Rajszi Zsoltnak (5. ábra), a MÁV Zrt. Miskolci Területi Központ osztályvezetőjének, mivel a IX. Vasúti Hidász Találkozót 2015-ben a miskolci területen tervezzük megtartani. Az átadott kalapácson immár 8 szalag emlékeztet az eddigi konferenciák helyszíneire. A konferencia előadásai a Sínek Világa 128 oldalas 2012/3–4 számában olvashatók, amit a résztvevők regisztráláskor megkaptak, és rövidesen a www.sinekvilaga.hu honlapon is megtekinthető. Kedvező fogadtatásra talált annak a könyvsorozatnak a negyedik kötete, amely a volt vasút igazgatóságok területén található hidakat mutatja be, és amit a hallgatók a konferenciacsomagban megkaptak. A könyv címe: Vasúti Hidak a Pécsi Igazgatóság területén. A konferencia ajánlattevő bizottsága a három nap tapasztalatait figyelembe véve ajánlásokat fogalmazott meg, amelyet a jelenlevők egyhangúan elfogadtak. Összegezve a háromnapos konferencia eseményeit és az azóta megfogalmazott véleményeket, a konferencia sikeres volt, mivel az előadások színvonala és témája hasznos ismereteket nyújtott a hallgatóságnak, és ezek az ismeretek a kiadványoknak köszönhetően a későbbiekben is feleleveníthetők lesznek. A konferencia sikerét bizonyítja, hogy a zárónapon is nagy volt az érdeklődés, ami

5. ábra: A hídvizsgáló kalapács átadása

a résztvevők számában megmutatkozott. Hasonló konferenciák megszervezése a jövőben is szükséges a szakma gondjainak és eredményeinek a megismerése, a kölcsönös tapasztalatszerzés és a szakmai kapcsolatok fejlesztése érdekében.


21

Pohl Ákos, Futó Tamás, Gazdus Henrik CEOS Kft. Frucht Gábor vállalkozási irodavezető RUTIN Kft.

A KOPITNARI INTERNATIONAL AIRPORT TERMINÁLÉPÜLETE Tervezés – Gyártás – Szerelés TERVEZÉS Egy mérnök ritkán kerül olyan szerencsés helyzetbe, hogy repterek, stadionok, folyami hidak vagy hasonló nagyságrendű projektek részese legyen tervezőként. Az sem mindennapi lehetőség, hogy egy külföldi, kiemelt állami beruházás során magyar mérnökök lépjenek elő tervezővé, magyar cégek pedig kivitelezőkké. A Kopitnari International Airport megvalósítása a 2011–2012-es év kiemelt jelentőségű beruházása Grúziában. A Kutaisiban található meglévő, de erősen leromlott állapotú katonai objektum fejlesztésével a kormányzat nemzetközi repülőtér létrehozását határozta el. A barnamezős beruházás része egy 58 méter magas vasbeton szerkezetű irányítótorony, egy vasbeton szerkezetű irodaépület-együttes, valamint egy 5000 négyzetméter alapterületű acélszerkezetű terminálépület. A grúz állam a holland UNStudio-t kérte föl a komplexum építész tervezésére, akik korábbi, kedvező tapasztalataik alapján már a legelső fázisban a hazai SMG-SISU Kft.-vel (épületgépészet) és az MTM Kft.-vel (statika) kezdték meg a közös munkát. A holland építészstúdió megkeresé-

sében fontos szerepet játszott, hogy mindkét tervezőcsapat régóta sikeres kapcsolatot ápol az Erick van Egeraat irodával. A beruházást igen feszes menetrend szerint képzelték el. A tervezés 2011 őszén kezdődött, miközben a reptér átadásának határidejét 2012. szeptember 15-ére tűzték ki. A jelentős volumen és a szoros határidő együttese további magyar cégek bevonását tette lehetővé minden szakágban. Így kapott megbízást 2011 decemberében a CEOS Kft. az acél terminálépület felszerkezetének koncepcionális és kiviteli tervezésére. Bekapcsolódásunk idején a szoros ütemezés miatt még az építészet is koncepcionális fázisban volt, így izgalmas tervezési szituációba csöppentünk; a megszokott magyar gyakorlattal ellentétben nem álltak rendelkezésünkre kész építésztervek, munkánkat a holland kollégákkal karöltve, dinamikus, valós idejű kapcsolattartással végeztük. Több verzió kidolgozása és átdolgozása mellett befolyással lehettünk a végleges építészeti kialakításra is. Természetesen ez sok esetben intenzív pluszmunkát igényelt, ugyanakkor a kész koncepció már nem tartalmazott statikailag megvalósíthatatlan részeket, ún. anti-szerkezeti elemeket.

1. ábra: Az UNStudio koncepciója

22


Meghatározó építészeti gondolatot képviselt az épület légies, kiterjesztett szárnyakra emlékeztető megjelenése. Tartószerkezetileg a tető esetében ez nagy konzolos kinyúlásokat és kis szerkezeti magasságot igényelt. Bár a fesztávarányok és a terhelés erősen indokolta volna, a rácsos kialakítású tartószerkezet szóba sem jöhetett, így a vízszintes főtartószerkezetet 1000 mm magas, gerinclemezes „I” és doboztartók alkalmazásával terveztük meg. A légies megjelenés a függőleges tartószerkezet esetében is alapvető építészigény volt. A központi tér tört tengelyű kialakításának, a szintén általunk tervezett vasbeton blokknak és a befogott oszlopoknak köszönhetően valóban karcsú és minimális többletmerevítéssel rendelkező épület jöhetett létre. Különleges szerkezeti részletként került a koncepcióba a központi tér levélerezetre hasonlító, rétegelt– ragasztott faszerkezetű rúdhálózata, a Pattern. Ugyan a ház alaprajzi kialakítását tekintve szabályos – 92 m × 62 m oldalhosszúságú téglalap, 7,40 m belmagasság –, az üvegfal előtt körbefutó előtető, valamint az északkeleti épületsarok 12 méteres konzolos kinyúlása a hierarchikus teherviselő rendszert több helyen is befolyásolta; bizonyos szakaszok viselkedése tartórácsszerűvé alakult. További nehézséget jelentett az alakváltozások határon belül tartása, mivel az építészet szerint a trapézlemezes tetőszerkezet fölött 15 cm vastag extenzív zöldtető terhével is számolnunk kellett. A zöldtető jelentős önsúlya nem csupán a függőleges terhek felvételének szempontjából okozott fejtörést; a tervezés során 8-as erősségű földrengést kellett figyelembe vennünk, ami a főszerkezet szelvényeinek növekedését, illetve a magassági korlátok miatt vastag lemezek alkalmazását tette szükségessé. A megszokott terhek mellett komoly hőmérsékleti hatásokkal is számoltunk. Az épület méretezése során mindkét hazai fejlesztésű végeselemes

3. ábra: Csomóponti almodell az Axis VM 10 szoftverben

2. ábra: A terminál tartószerkezeti kialakítása

4. ábra: A terminál modellje a ConSteel szoftverben

szoftvert igénybe vettük. A földrengésméretezésben és a bonyolult, csomóponti almodell építését igénylő részletek vizsgálatában az Axis nyújtott segítséget, ugyanakkor az acélszerkezetek gyors és hatékony tervezéséhez elengedhetetlen eszközként használtuk a ConSteel szoftvert is. A projekt kezdetén megbízásunk a teljes körű tartószerkezeti méretezés mellett a koncepciótervek, majd a kiviteli tervek elkészítésére szólt. A szerkezet geometriai komplexitása, a társtervezők irányában bonyolított intenzív adatcsere, a lehetséges ütközések kiszűrése, valamint már a kiviteli szinten megfogalmazódó gyártástechnológiai kérdések miatt egyértelmű volt számunkra, hogy a rajzi megjelenítés előtt a helyes megoldás a tartószerkezet teljes részletességű térbeli modelljének megalkotása. A munkához a TEKLA Structures V17-es programot használtuk, a modellezést házon belül, mérnök kollégák készítették a szoftver „multi user” (többfelhasználós) funkciójával.

A statikai tervezéssel párhuzamosan épülő virtuális modell számtalan esetben bebizonyította létjogosultságát; nem csak a helytelen konstrukciós megoldások kerültek azonnal felszínre, de egy modellben

kezelhettük az acélszerkezethez csatlakozó vasbeton épületrészeket és a központi teret behálózó, általános térbeli geometriai kialakítású, rétegelt ragasztott faszerkezetet is. A ház tartószerkezetének gyártását a dombóvári RUTIN Kft. nyerte meg. A korszerű gyártási folyamatok számára nélkülözhetetlen térbeli modell olyan részletességgel rendelkezett, hogy annak folytatása minden résztvevő számára egyértelmű volt. Az ilyen jellegű előregondolkodással nem csupán pénzt és energiát, de jelentős mennyiségű időt is megtakarítottunk a projekt szempontjából. A gyártmánytervek magas minőségű, gyors előállításához nagyon fontos volt a RUTIN Kft. gyártástechnológiáját valamint technológiai igényeit megismernünk, ezért irodánk teljes létszámmal gyárlátogatáson vett részt. Itt a formai igényeken fölül minden, a tervezés számára fontos gyártási, hegesztési, szállítási és szerelési kérdést előre egyeztettünk, így tudtuk megvalósítani az EN1090 szabványban előírtakat.

5. ábra: Közös BIM modellben a vasbeton, az acél és a rétegelt ragasztott fatartók


23

GYÁRTÁS A szerkezet gyártása és szerelése során két, a projekt szempontjából kiemelt jelentőségű feltételnek kellett megfelelni: • Politikai nyomásra rendkívül rövid gyártási–szállítási–szerelési határidőt kellett teljesíteni, ami az alapanyag – S355 J2 – beszerzési nehézségei miatt tovább rövidült. A teljes körű kivitelezésre végeredményben mindössze 10 hét állt rendelkezésre. • A legyártott alkatrészeknek tökéletes minőségben kellett elkészülni, (EN1090 – EXC02 és EXC03 osztály), lévén a hibás elemek javítása a grúz (georgiai) építési helyszínen nem volt lehetséges. Akár egyetlen hibás gyártmány felboríthatta volna a teljes szerelési ütemtervet, 1–2 hetes késedelmet okozva.

6. ábra: Elkészült az első elágazó doboztartó

A gyártásba adási dokumentáció elkészítésére négy hét állt rendelkezésünkre. Ez idő alatt, a gyártó kérésének megfelelően, a hegesztett elemek összes él-előkészítését és varratkialakítását modelleztük. A szerkezeti elemeket a szerelési ütemezésnek megfelelően 4 nagy csoportba osztottuk, valamint a dokumentáció során elválasztottuk egymástól a hengerelt és hegesztett szelvényeket is. Mintegy 1300 darab elem- és gyártmánytervet adtunk ki a megfelelő bontásban, valamint különböző típusú szeparált listával segítettük a gyártást és a szállítást is. Minden szerkezeti részről NC fájlt generáltunk az automatizált gyártás számára. A gyártó irányában a teljes gyártási folyamat során tervezői segítségnyújtást vállaltunk, azonban erre a konzisztens BIM modellnek, az előzetesen leegyeztetett szempontrendszernek és a nagy odafigyeléssel elvégzett munkának köszönhetően gyakorlatilag nem volt szükség. Az acélszerkezet gyártásba adása után megbízást kaptunk a faszerkezet

7. ábra: Csomóponti részletek – fa kapcsolatok Hegedűs János elképzelési szerint

24

(Pattern) gyártási szintű tervdokumentációjának előállítására is. A Hegedűs János által tervezett és koordinált szerkezetről szintén elkészítettük a térbeli modellt az acélszerkezettel közös virtuális térben, majd a német gyártó – HESS Timber GmbH & Co. KG. – igényei szerint minden faelemről IFC formátumú, automata gépsor által beolvasható adatot is szolgáltattunk a klasszikus terveken felül. Ez elengedhetetlenül fontos volt az általános térbeli geometria miatt, hiszen számos jelölőfurat és vágás mindhárom koordináta-irány szerint szabad volt, ami rajzi megjelenítés szempontjából esetenként túlbonyolított ábrázoláshoz vezet, vagy nem megoldható. A párhuzamosan folyó tervezési folyamatok egyik hátránya, hogy az egymásra épülő szerkezetek részhatáridőinek betartatása a generáltervező részéről igen nagy odafigyelést igényel; a terminál esetében az épületet körülölelő üvegszerkezet, valamint a központi faszerkezet építésztervezése lemaradt a főszerkezet tervezéséhez képest. Az acél alkatrészek már régen gyártásban voltak, mikor az üvegfali csatlakozó szerkezetek és a Pattern kapcsolatainak birtokába kerülhettünk. A fejlett BIM rendszerek abszolút létjogosultságát igazolja, hogy bár számos alkatrészt voltunk kénytelenek menet közben módosítani, ez a beavatkozás sem a számozásban, sem a tervstruktúrában, sőt az automatikus gyártás számára előállított NC fájlok esetében sem okozott fennakadást. Az ütemezési problémából adódó revíziókat hiba nélkül, időben át tudtuk adni a gyártónak.


Az acélszerkezet gyártását technológia szerint is elkülönítettük. Elválasztva kezeltük a hegesztett profilból (hegesztett doboztartó és a hegesztett I tartó) készülő és a standard melegen hengerelt szelvényekből készülő elemeket. Ezek gyártása is két különálló helyszínen történt. A gyártmánytervezés során a dokumentálás is a fenti bontást követte, tehát készült „Q1-Hegesztett”, „Q1-Hengerelt”, „Q2Hegesztett” stb. mappa, külön listával, gyártmánytervvel, elemtervvel. A gyártási folyamatot rendkívül szigorú minőségellenőrzés mellett végeztük. A szervezeten belül külön megbízott szakértő foglalkozott ennek a projektnek a napi szintű ellenőrzésével, amely mind az előkészítésére, összeállításra, hegesztésre és felületkezelésre kiterjedt. A nagyobb méretű hegesztett gyártmányok végellenőrzése geodéziai eszközökkel történt. A gyártásban és a minőség-ellenőrzésben dolgozók nagyszerű munkájának köszönhetően a teljes szerkezet gyártási hiba nélkül került kiszállításra! A határidő megtartása érdekében, a szerkezetet a hossz- és keresztirányú tengelyek mentén négy hasonló méretű egységre osztottuk (Q1-Q2-Q3-Q4). Ezek téglalap alapterületűek voltak és nagyjából megegyező súlyú acélszerkezetet tartalmaztak. Az épület hosszés keresztirányú tengelyének metszéspontját mintegy körbejárva épült fel a szerkezet, egységenként. A későbbiekben minden további szakma ennek megfelelően kapta meg a munkaterületet, és ugyanezt a szerelési irányt követte.

A szerkezet szerelését akadályozta a terminál padlójában körbe futó 2,5–4 m széles gépészeti akna. Ezt a problémát – mivel az elérhető darukapacitás rendkívül korlátozott volt – csak körültekintő szerelési és organizációs tervvel lehetett áthidalni. Végül csupán egyetlen helyen vált szükségessé az áthaladás az akna felett. A szerkezet – jelentős részben – nyomatékra húzott csavarkapcsolatokkal készült. A terminál mindkét hosszoldalán végigfutó konzolvégek ’belógása’ minden jegyzőkönyvnél jobban mutatta a nyomatékra húzott kapcsolatok aktuális állapotát. A nagyfeszültségű csavarok végleges állapotra történő meghúzása után, az 5,0 m-enként beépített konzolvégek az addigi ’hullámzó’ állapot helyett, gyönyörűen egy vonalba álltak.

8. ábra: 1000 mm magas I tartók szállítása

SZERELÉS Az egyes egységek tervezett szerelési ideje 1–1 hét volt. Ezért a gyártási feladatot szintén ugyanerre a 4 ütemre bontottuk, melyek egymást követően, a heti kiszállítási ütemnek megfelelően készültek el. A kedvezőtlen szállítási tapasztalatok alapján (5–10 nap között változott a fuvaridő), a Q2 ütemtől kezdve további, egy-egy kamion kapacitásának megfelelő, szállítási ütemterv is készült.

10. ábra: Épül a terminál acélszerkezete a Rutin Kft. irányításával 9. ábra: Nyomatékbíró oszloptalp-kialakítás bebetonozott szerelvénye

A helyszíni szerelést a Rutin Kft. 10 fős csapata végezte Magyarországról kiszállított szerszámokkal, de helyi emelőgépekkel. A szerkezeti elemek a tervezett egységenként (Q1, Q2 ...), heti bontásban érkeztek a helyszínre. Az első elemek és pillérek a helyi geodéta által feljelölt tengelykeresztre lettek ráillesztve a szerelés során. A pillérek talplemezében kialakított nagyméretű lyukak valamint a kapcsolatokban elhelyezett oválfuratok kiküszöbölték az egyébként meglepően jó minőségű alapozás kisebb hibáit. Így a további szerkezet szerelése során – köszönhető a méretpontos gyártásnak – nem vált szükségessé a nagy mennyiségben legyártott és kiszállított hézagolólemezek használata.

11. ábra: A terminál acélszerkezete felülről


25

12. ábra: A terminál acélszerkezete oldalról

A munka kivitelezésében részt vevő összes szervezeti egység – tervezés, előkészítés, gyártás, felületkezelés, szállítás, szerelés – összhangja és nagyon alapos munkája tette lehetővé a projekt sikeres befejezését. A helyszínen jelen lévő számos grúz (georgiai) politikus egyikétől származik a mondat: „A magyar kivitelező Grúziában (Georgiában) garanciát jelent a sikerre.” A felszerkezet statikus tervezői: Futó Tamás, Gazdus Henrik, Gazdusné Wusinczky Izabella, Pohl Ákos A faszerkezet statikus tervezője: Hegedűs János Az alépítményi vasbeton szerkezetek statikus tervezői: Perényi Olimpia, Szecsey Márton, Buzás Hajnalka Felelős tervező: Markovits Péter

13. ábra: Az izgalmas „kissing point” méretes konzolja

Innovatív megoldások a szerkezettervezésben = CEOS Kft. Miért lenne más az Ön partnere, mint mi? Csak néhány érv: • felkészült, tapasztalt mérnökök, • speciális ismeretek, • nemzetközi referenciák, • gazdaságosság.

Részletek és referenciák:

www.ce-os.eu 26

Tel.: +36–1–788–4357 2012/3. Cím: 1052Acélszerkezetek Budapest, Petőfi tér szám 3–5.


27

Szirmai György

JUBILÁL A MEISER FERROSTE KFT. Látványos fejlődés családi vállalkozásban

20

Ferroste

Alapításának huszadik évfordulóját ünnepelte június elsején a Meiser Ferroste Kft. A cég életre hívásában annak idején közreműködő vezetők, a németországi anyacég képviselői és a cég jelenlegi irányítói, dolgozói gyülekeztek az üzemcsarnokban ízlésesen kialakított vendégfogadó térben, hogy terített asztalok mellett, színvonalas szórakoztató programmal is köszöntsék a jubileumot. A kezdetek 1990-re nyúlnak vissza, amikor a német Edmund Meiser partnert keresett magyarországi üzemének alapításához, és ezt a Dunaferr Dunai Vasmű vállalatcsoportban találta meg. A politikai és gazdasági környezet már lehetővé tette vegyes vállalatok alapítását. 1992. február 1-jén alakult meg a Dunaferr Acélszerkezeti Kft. mellett a német – területén európai piacvezetőnek számító – Meiser Stahlhandel KG részvételével. A működés háromfős kereskedelmi irodaként kezdődött. A töretlen fejlődésnek köszönhetően ma már két gyártócsarnokban 75 dolgozó munkája biztosítja a termelést. A magyar piacon ez a cég vezette be a korábban kevéssé ismert Meiser típusú járórácsokat, amely termékek éveken át tartó rendkívüli sikere lehetővé tette, hogy viszonylag hamar, 1996-ban jelentős beruházás keretében korszerű gyártócsarnokot létesítsenek. Az ideálishoz közelítő körülmények további fejlődést generáltak, így tíz év múlva sikerült újabb, minden igényt kielégítő csarnokot építeniük, amellyel kialakult a vállalat jelenlegi termelési struktúrája. A kezdeti vegyesvállalati forma időközben átalakult, 2000 óta százszázalékos Meiser tulajdonban működik a cég, Meiser Ferroste Kft. néven. Az új társaság a Meiser cégtől új munka- és technológiai kultúrát hozott és honosított meg Magyarországon a járórács- és lépcsőgyártás területén. Az alapítók kezdeti támogatása után is folyamatosan fejlődött saját erejéből a társaság. Ma már a legkorszerűbb gépekkel és technológiával állítják elő a járórácstermékeket, nagy méretválasztékban, az építőipar valamennyi területe számára.

A dolgozói kollektíva közös énekléssel ünnepelt

28


Pohárköszöntőt mond Berényi László Tamás ügyvezető igazgató (jobbról) és Berényi Norbert cégvezető

Edmund Meiser 1931-ben született egy kilencgyermekes család legkisebb gyermekeként. Már kicsi korában megtanult keményen dolgozni. 1956-ban alapította Saarland-ban egyetlen alkalmazottal működő acél- és vaskereskedését, majd 1960-ban megkezdte a járórácsgyártást, s ez a termék meghozta számára a világismertséget. A következő évtizedekben folyamatosan építette fel vállalkozását, bővítette gyártóbázisait, újabb és újabb termékekkel egészítette ki termékkörét. Külföldi leányvállalatokat és képviseleteket hozott létre. Németország újraegyesítése után a szászországi Oelsnitzben egy új gyártóbázist épített. A Meiser-csoport kitartó munkával nemzetközi cégcsoporttá nőtt, mely a járórácsgyártásban piacvezetővé vált. A vállalat leányvállalatain és képviseletein keresztül jelen van az egész világban. Az eltelt évek alatt Edmund Meiser mind jobban bevonta a vállalatcsoport irányításába fiait.

Berényi László Tamás ügyvezető igazgató, Meiser Ferroste Kft.: – Rendkívüli kihívás volt húsz esztendővel ezelőtt a cég létrehozása. A Dunaferr Dunai Vasmű nevében Horváth István akkori elnök-vezérigazgató, a Dunaferr Acélszerkezeti Kft. képviseletében Keresztes László ügyvezető igazgató, a Meiser cég részéről pedig Edmund Meiser tulajdonos voltak az alapítók 1992. február elsején. Azzal a feladattal bíztak meg akkor, hogy építsem fel a céget. Tele voltam ambíciókkal, tettre készen, nagy akarattal fogtam hozzá a munkához. Bő két évre rá már saját kis gyártócsarnokunk működött a vasmű területén, picivel több, mint öt év múlva pedig állt az új csarnokunk. Mindez annak volt köszönhető, hogy évről évre megsokszoroztuk az értékesítést, ezzel megteremtettük azt a bizalmat, ami az alapítókat arra ösztönözte, hogy anyagilag is támogassák a céget, fejlesztéseket hajtsanak végre. Folyamatosan, szinte minden évben munkába tudtunk állítani valami új gépet, berendezést, modernebb készülékeket, számítógépeket. Ez így megy a mai napig, kis lépésekben fejlesztjük a céget. Sok küzdelmet vívtunk, számos kihívásnak kellett megfelelnünk, nagyon szépnek tartom a magunk mögött hagyott két évtizedet. Szeretnék egy olyan, modern technikával rendelkező gyárat átadni a fiamnak, reménybeli követőmnek, amely megalapozza a következő húsz év eredményes működését.

Berényi Norbert cégvezető, Meiser Ferroste Kft.: – Tizenhat éves voltam a cég megalapításakor, és emlékszem rá, milyen hatalmas kihívás volt ez édesapám számára. Kereskedelmi irodaként kezdte, és onnan fejlesztette komoly vállalattá. Én még tanultam, jégkorongozó voltam, minden időmet a sport töltötte ki. Abban gondolkodtam, ott szerettem volna minél nagyobb sikereket elérni, úgy gondoltam, negyvenéves koromig a kapuban fogok állni. Később rájöttem, hogy egy családi vállalkozásnál nincsen jobb, azóta minden energiámat ide összpontosítom, tizenegy éve kezdtem dolgozni. A cég első másfél évtizedét töretlen fejlődés jellemezte. Aztán három-négy éve minden nagyon megváltozott. Még mindig sikeres, de egyre nehezebb, küzdelmesebb idők köszöntöttek be. Rá kellett jönnünk, nem csak az számít eredménynek, ha növeljük a termelés mennyiségét, a nyereséget. Rengeteg dolog átértékelődött: fontos, hogy tartsuk meg az értékeinket, az embereinket, maradjunk életben. Nagyon bízom a következő, most induló, újabb húsz évünkben.

Frau Ursula Meiser és Ulrich Meiser Berényi László Tamás társaságában

A jubileumi ünnepség vendégei

Ã

A cikk megjelent a DUNAFERR Hetilap 2012. június 8-i számában.


A fényképeket készítette: Nagy József

29

Kővári Ákos okl. szerkezetépítő mérnök Dr. Kovács Nauzika egyetemi docens

PREFLEX TARTÓK GYÁRTÁSI, ÉPÍTÉSTECHNOLÓGIAI ÉS STATIKAI KÉRDÉSEI PREFLEX GIRDERS: PREFABRICATION, ERECTION AND STATIC Jelen cikk a PREFLEX előterheléses hídépítési technológiát mutatja be. A Magyarországon eddig nem alkalmazott előterheléses technológiával készülő öszvérgerendák alkalmasak lehetnek kis és közepes fesztávolságú közúti és vasúti hidak gyors és hatékony építésére. Kutatásaink során a PREFLEX öszvér hídgerendák speciális statikai, gyártás- és építéstechnológiai kérdéseit vizsgáljuk hagyományos I keresztmetszetekben, valamint újszerű, zárt keresztmetszetű tartó statikai vizsgálatával javaslatot teszünk zárt szelvényű, előfeszített öszvér hídgerendák alkalmazására.

The paper presents the PREFLEX pre-stress technology of composite bridge construction method. The PREFLEX composite beams constructed by pre-stressing method have not been applied in Hungary yet, however it may offer fast and efficient construction and erection solutions in the field of small and middle span highway and railway bridges. In the current research the special static and stability behaviour of PREFLEX I-section composite girders are analyzed. The behaviour of novel box section type composite pre-stressed beams is also analyzed and recommended in composite bridge construction.

1. A PREFLEX TARTÓK JELLEMZŐI

a következő volt: az acélgerendát túlemeléssel gyártják le, majd hidraulikus sajtókkal vízszintes alakra kényszerítik. Ezután a megterhelt tartó alsó övét bebetonozzák. A beton szilárdulása után tehermentesítik a gerendát és elkészítik a hagyományos, felső betonlemezt. Gyakran a gerinclemez is betonborítást kapott stabilitási, tűz- és korrózióvédelmi szempontok miatt (1. ábra). Brüsszelben két magasház is ilyen födémrendszerrel készült (Tower of the South, Berlaymount Building) [1]. Noha az elmélet kifogástalan volt, az ’50-es években még nem állt rendelkezésre a beton és az acél együttdolgozását megfelelően biztosító kapcsolat. Ez az oka annak, hogy a PREFLEX gerendák alkalmazását ezek után csak a ’90-es években kezdték el a hídépítésben is alkalmazni. Több újító elképzelés is született a tartómagasság további csökkentésére. Ezzel a céllal kezdődött el Belgiumban olyan öszvérgerendák fejlesztése, melyekben feszítőkábelekkel növelik a kezdeti nyomóerőt, ezt „Flexstress Beam”-nek nevezték el [2]. A PREFLEX technológiát előszeretettel használják a távol-keleti térségben, elsősorban Koreában.

1.1. Bevezetés – Történeti áttekintés Összefoglaló néven PREFLEX tartónak nevezzük az előfeszítéssel készült öszvérgerendákat. Az öszvérszerkezetek előfeszítésének gondolata először – a magasépítés területén – nagy fesztávolságú, kis szerkezeti magasságú födémek építése kapcsán került a figyelem középpontjába. Története az 1950-es évekre nyúlik vissza. Abraham Lipski, a Brüsszeli Egyetem tanára olyan födémgerendák fejlesztésébe kezdett, amelyek kis önsúlyuknál fogva lehetőséget adnak felhőkarcolók építésére. Az általa kidolgozott eljárás

G Fv

Fv

Fv

Fv

Fv

Fv

1. ábra: PREFLEX tartó gyártási folyamata

30

1.2. Szerkezeti kialakítás A klasszikus PREFLEX gerendák esetében az acéltartó hegesztett vagy hengerelt I szelvényű [3]. A melegen hengerelt tartó alkalmazása stabilitási szempontból kedvezőbb [4]. Az acéltartó lemezeinek magasság/vastagság arányától függően szükséges lehet merevítőbordák elhelyezése a lokális horpadás elkerülésére, azonban gazdaságos tervezéshez célszerű kerülni a horpadásra veszélyes tartókat, mert a merevítőbordák elhelyezése hosszabb gyártási időt eredményez és növeli az élőmunkaigényt. Az előterhelés és előfeszítés miatt nagy szilárdságú anyagok alkalmazása szükséges, ez minimálisan S 420, illetve magasabb acélminőséget jelent [3].


Az acéltartó és a betonlemezek együttdolgozását duktilis fejes csapok biztosítják. Az alsó és felső betonlemez közös jellemzője, hogy nagy szilárdságú betonból készül. Ez a lehető legkisebb szerkezeti magasság eléréséhez szükséges. A klasszikus elrendezésben a teljes alsó övet körülveszik betonnal, ami korrózióvédelmi szempontból igen kedvező, mivel passziválja a szerkezeti acélt. Mindkét betonlemezben szükség van vasalás elhelyezésére a zsugorodás és a kúszás által keletkező helyi igénybevételek elosztása és a repedések korlátozása miatt [2]. A koreai hidaknál a tartómagasság L/40–L/45 körüli érték [5]. Ez az előre gyártott vasbeton hídgerendákhoz képest kisebb értéket jelent [5]. A kis szerkezeti magasság a széles körű alkalmazhatóság, az esztétika és az építéstechnológia szempontjából jelentős kérdés.

A hídszerkezetet az egymás mellé sorolt gerendák és az őket összefogó vasbeton pályalemez alkotja. A pályalemez zsaluzatát többféleképpen is kialakíthatjuk. Lehetséges a felső betonövet – előre gyártva – úgy elkészíteni, hogy egyben a pályalemez zsaluzatául is szolgáljon. Gyakori a táblás zsaluzatok alkalmazása, ekkor a felső betonöv az építés helyszínén készül el, így kisebb a gerendák önsúlya az emelés (lásd 2. ábra) és a szállítás fázisában.

1.3. A gyártástechnológia hatása a statikai viselkedésre Az előterheléses gyártási folyamat során a tartóra rugalmas alakváltozást kényszerítünk. Ebből adódóan a gerendában kedvezően befolyásolható feszültségrendszer van. Az alsó betonöv megszilárdulása után az előterhelést leveszik a tartóról. A gerenda ekkor eredeti alakjára állna vissza, azonban az alsó betonlemez ezt megakadályozza (1. ábra). Ezt a kényszert, az előterhelési pontokban, felfelé mutató erővel lehet helyettesíteni. Ez az erőrendszer kedvező számunkra, hiszen folyamatosan „emeli” a gerendát. Az előfeszítés miatt a tartó nagy részét nyomófeszültség terheli, ami fáradási szempontból kedvező, hiszen gátolja a repedések megjelenését és megnyílását. A nyomófeszültség viszont stabilitási problémát vet fel. A nagy magasságú gerinclemezek horpadását gerincmerevítőkkel vagy együttdolgozó rábetonozással lehet elkerülni. A PREFLEX gerenda többtámaszú hídszerkezetek építésére is alkalmas. Ebben az esetben, a negatív nyomatéki zónában az alsó betonöv miatt kialakuló keresztirányú merevség a tartó kifordulását kedvezően befolyásolja.

1.4. Gyártási, építési és fenntartási kérdések Az acéltartó gyártása szokásos eljárásokat igényel. Eltérés abban jelentkezik, hogy az alsó és felső betonlemezeket az acéltartóhoz kapcsoló csapok hegesztése nem egy időben történik. Első lépésben az alsó csapokat kell elkészíteni, majd ezt követi a terhelés és az alsó öv betonozása. A felső csapsorok hegesztése az alsó betonlemez megszilárdulása és a terhelés eltávolítása után történik. A betonlemezek készítése a nagy szilárdságú (HSC1) és nagy teljesítőképességű (HPC2) betonok alkalmazása miatt szigorú technológiai fegyelmet igényel. A lágyvasalás az alsó övben hagyományos technológiával készül a hídépítésben szokásos betonfedések alkalmazásával. A PREFLEX gerendák továbbfejlesztett változataiban pl. a Flexstress rendszerben az alsó öv mellett feszítőkábeleket helyeznek el, ezzel is növelik az alsó övben lévő nyomófeszültséget. A kábelekkel bevitt feszítőerő szintén kedvezően hat a feszültségeloszlásra, ami által csökkenthető a gerendamagasság, az acél- és a betonfelhasználás. Az acélgerenda előfeszítése miatt a vasbeton tartókhoz képest kevesebb kábelre van szükség. [2]. 1 2

2. ábra: PREFLEX hídgerenda emelés közben

A PREFLEX gerendák korrózió szempontjából védettek, a teljes betonborítás meggátolja a rozsdaképződést, költséges védőbevonatot a tartó nem igényel. A beton védelméről azonban gondoskodni kell. A karbonátosodás, a fagyás, a sózás és egyéb hatások miatt szükséges a tartószerkezet felületi vagy konstrukciós eszközökkel történő védelme.

1.5. Megépült I szelvényű PREFLEX hidak Kumjung híd A híd Koreában található, egyike a Távol-Keleten épült PREFLEX rendszerű hidaknak. A híd 3 nyílású, 90 m hosszúságú, a szélessége 21 m (3. ábra). Három 30 méteres támaszközű részből áll. A PREFLEX rendszerű főtartók építése során támaszsüllyesztést alkalmaztak a támasznyomatékok csökkentése céljából. A hidat a Mansecorea Co. mérnökei tervezték [5].

3. ábra: Kumjung híd [5]

Brüsszel – Déli pályaudvar A pályaudvar gyorsvasúti bővítése során szükségessé vált a vágányok alatti tér utasforgalom számára történő megnyitása. Ezt csak úgy lehetett megoldani, ha az indító- és fogadópályákat teljes egészében hídszerkezetre helyezik.

High Strength Concrete, röviden HSC High Performance Concrete, röviden HPC


31

Szempont volt, hogy rövid idő alatt készüljön el a pályaudvar. A Brüsszeli Egyetem munkatársai ezért a PREFLEX és Flexstress rendszer ötvözéséből olyan előre gyártható U keretet terveztek (4. ábra), amely képes a nagy volumenű építést (150 darab keretelem) és a megbízható minőséget biztosítani. A nyitott keretnek nagy merevséggel kellett rendelkeznie a gyorsvasúti közlekedés szigorú követelményei miatt. Az acél I tartókat a betongerincbe ágyazták, míg a feszítőkábelek az U keret lemezében kaptak helyet. Egy tartó 26,7 m fesztávval készült, nagy szilárdságú betonból [2]. A nyitott keret beemelését az 5. ábra mutatja.

2. STATIKAI VIZSGÁLATOK 2.1. Bevezetés A PREFLEX rendszer tanulmányozása után statikai vizsgálatokat végeztünk, melyeknek fő célja a PREFLEX tartók statikai viselkedésének részletes megismerése volt. A külföldön klasszikusnak számító I keresztmetszettel készült PREFLEX tartók zárt keresztmetszetben történő alkalmazhatóságát is vizsgáltuk. A statikai vizsgálatokhoz kiválasztott szerkezet egy gyorsforgalmi út földúti keresztezéséhez készülő, kétszer egysávos híd. A hídszerkezet globális méretei a következőkre adódtak: ~45 méteres teljes hossz és a kétszer egy sáv kiemelt szegéllyel történő átvezetéséhez szükséges 8,61 m szélesség. A három főtartó PREFLEX rendszerű, előre gyártott, zárt keresztmetszetű együttdolgozó gerenda. A gerendák közötti együttdolgozást vasbetonlemez biztosítja (6. ábra).

2.2. Alkalmazott szoftver és modell leírása

4. ábra: Az U keret keresztmetszete [2]

5. ábra: Az U keret beemelése [2]

Az öszvérszerkezetek analízise során kiemelt figyelmet kell fordítani az építéstechnológiára és a lassú alakváltozás hatásaira. Ennek megfelelően számításainkhoz a SOFiSTiK programcsaládot választottuk, mely az előbb felsorolt modulokkal is rendelkezik. A SOFiSTiK egy szerkezetépítő mérnöki alkalmazásra kínált, német fejlesztésű, végeselemes programcsomag. A szoftver beépített „Construction Stage Management – CSM” modult tartalmaz, mellyel modellezhető a szerkezet összes építési állapota. Lehetőség van a kúszás és zsugorodás önálló számítására az ún. Creep step modul alkalmazásával. A program beépített kúszási és zsugorodási görbék segítségével generálja a kúszásból származó merevségcsökkenést és a zsugorodásból származó additív igénybevételeket. A SOFiSTiK rúdszerkezetek esetén 2, 12 és 14 szabadságfokú gerendaelemet is képes számítani, így a gerendamodelleken figyelembe lehet venni a gátolt csavarás hatását. Stabilitásvizsgálatok esetén rúdmodellen vizsgálható az összes globális stabilitásvesztési mód (síkbeli kihajlás, térbeli elcsavarodó kihajlás, kifordulás).

6. ábra: A vizsgált szerkezet

32


A részletesebb felületszerkezeti modellezéshez négy csomópontú síkbeli héjelemek állnak rendelkezésre, melyet modelljeinkben alkalmaztunk. [7]. A számításokhoz alkalmazott modellek részletesebb leírását a következő fejezetek tartalmazzák.

2.3. Építési állapotok modellezése PREFLEX öszvér hídgerendák esetében az előfeszítést nem a feszített vasbeton gerendáknál megszokott módon pászmákkal hajtjuk végre, hanem az acéltartóra közvetített alakváltozás-teher segítségével. A PREFLEX gerenda gyártástechnológiáját az 1. ábra és az 1.3. fejezet mutatja be részletesen. A teljes hídszerkezet szereléstechnológiáját az 1.4. fejezetben ismertettük. A gyártás és a szerelés folyamatát a következő állapotok analízisével értük el a modellben: • Acéltartó megfeszítése, alakváltozás-teher alkalmazásával. • Alsó betonlemez megépítése. • A feszítőerő elengedése, az alakváltozás-teher eltávolítása. • Az alsó betonlemez kúszása 10 napig. • A felső betonlemez elkészítése. • A teljes szerkezet kúszása 100 napig. • A burkolat, szegély és korlátok terheinek alkalmazása (továbbiakban ’g3’ teher).

A feszítés a tartóra alakváltozás-teherként működik. Ez azt jelenti, hogy a gerendában ébredő tényleges feszítőerő nem csak a kényszerített alakváltozás mértékétől függ, hanem a gerenda merevségi jellemzőitől is. A merevség és a feszítőerő kölcsönhatását szemléltetendő, a szekrénytartó 6. ábrán bemutatott geometriáját megtartva 1000–1500 mm közötti gerendamagasságok (változó merevség) esetében határoztuk meg a feszítőerő tényleges értékét ugyanazon 300 mm feszítési alakváltozáshoz tartozóan (a feszítési alakváltozást a terhelőerő támadáspontjában értjük, azaz a tartó negyedeiben). Az eredmények (8. ábra) azt mutatják, hogy a tartómagasság (merevség) és a feszítőerő mértéke között nemlineáris a kapcsolat. A két szélsőértéket tekintve, kis merevség (1000 mm tartómagasság) esetén a negyedpontokban mérhető feszítőerő 476 kN, nagy merevség esetén (1500 mm tartómagasság) ugyanez az érték 1158 kN. A megfelelő kialakítást a feszítési alakváltozás és a keresztmetszeti geometriai megfelelő összehangolásával lehet meghatározni. A tervezést acéltechnológiai korlátok határolják be (pl. a túlemelés lehetséges maximális értéke). Számítási (iterációs) eljárásként javasolható, hogy már kezdetben fix feszítőerővel történjen az analízis, és a feszítőerőhöz szükséges alakváltozás csak az analízis után, a végleges merevségi viszonyok ismeretében kerüljön meghatározásra.

Feszítƅerƅ(kN) 1400

2.4. Az erőtani viselkedés speciális kérdései

2.4.1. A feszítőerő és a merevség kölcsönhatása A kutatás aktuális fejezetében a célunk annak megállapítása volt, hogy valójában mekkora feszítőerő alakul ki adott nagyságú alakváltozás-teher hatására. A vizsgálat több paraméteres: a terhelőerő, a gerendamerevség és a betonminőség is befolyásolja, hogy ténylegesen mekkora erőhatás keletkezik a PREFLEX tartóban. A feszítőerő és a merevség kölcsönhatásának vizsgálata végeselemes modellel történt. A magasság (merevség) paraméteresen változtatható a tartón. Az acéltartó rúd-, a vasbetonlemez négy csomópontú héjelemekből épül fel. Terhelésként az építési terheken és a 300 mm feszítési alakváltozáson kívül 3 kN/m megoszló terhelésű ’g3’ terhet alkalmazunk. A modell lineárisan rugalmas anyagmodellt használ mind az acél, mind a beton tekintetében. A támaszok a gerendatengelyben vannak elhelyezve. A feszítés ideiglenes támasszal van megoldva (7. ábra).

7. ábra: A végeselemes modell a merevség és a feszítőerő mértékének megállapításához (kéttámaszú tartó)

1200 1000 Feszítƅerƅ(kN)

A kutatás során választ kerestünk arra a kérdésre, hogy a (i) feszítőerő (előterhelés) milyen hatással van a szerkezet globális viselkedésére, (ii) mekkora az optimális gyártási túlemelés, mely a feszítés értékét nagyban befolyásolja, (iii) milyen plusz stabilitási problémákat vet fel a koncentráltan átadott előterhelés és hogy (iv) milyen lesz a tartó feszültségtörténete.

800 Feszítƅerƅ(kN)

600 400 200 0 1000

1100

1200 1300 1400 Tartómagasság(mm)

1500

8. ábra: A feszítőerő és a tartómagasság összefüggése

2.4.2. Globális stabilitási vizsgálatok az előterhelés állapotában Az előterhelés során a szilárdsági kihasználtság a 90%ot is elérheti (megépült I tartó vizsgálata alapján) [2]. A nyomási szilárdság ilyen mértékű kihasználtsága részletes stabilitási vizsgálat elvégzését kívánja. A vizsgálatot olyan végeselemes modellen végeztük el, melyen a kezdeti alakváltozás paraméteresen változtatható volt (ez változó mértékű feszítést eredményez). Az acéltartó négy csomópontú héjelemekből épül fel. Terhelésként a különböző alakváltozási terheket alkalmaztuk (50–350 mm, lépésköz: 50 mm) a tartó szélső negyedelő pontjaiban. A statikai váz kéttámaszú tartó. A modell lineárisan rugalmas anyagmodellt használ. A vizsgálatot az EN 1993-1-1 6.3.4. (2) szabványban leírt általános stabilitásvizsgálattal végeztük el [8]. A szabványos számítás alapján a maximális teherszorzó értékét (αult,k) csökkentjük a stabilitási csökkentő tényezővel (χop) és osztjuk egy parciális tényezővel. A globális stabilitásvizsgálat összefüggését az (1) egyenlet mutatja:


33

(1) A χop stabilitási csökkentő tényező számítása pedig a λop számításával és a kihajlási–kifordulási görbék felhasználásával történik. λop viszonyított karcsúság számítására a következő összefüggést használjuk: (2) A kifejezésben αcr,op a stabilitási tönkremenetelhez tartozó kritikus teherszorzó, melynek értékét numerikus úton határozhatjuk meg. Feszítési állapotban a gerenda függőleges irányú terheket kap, ami mezőközépen okoz maximális nyomatékot. Ennek hatására mind az I tartó, mind az építési állapotban nyitott szekrénytartó (U szelvény) kifordulhat. A kifordulási tönkremenetel elkerülésére kétféle megoldás lehetséges. Egyrészről a feszítőerőt olyan mértékben kell korlátozni, hogy a szilárdsági kihasználtság annyira lecsökkenjen, hogy a stabilitásvesztés miatti csökkentéssel együtt is megfeleljen. Másrészről meg kell vizsgálni a kifordulási tönkremenetel kizárásának lehetőségét. A felső övön alkalmazott ideiglenes rácsozással a keresztmetszet részlegesen zárttá tehető, amivel a kifordulás, mint tönkremeneteli mód kizárható. Vizsgálat segédszerkezet nélkül Az első vizsgálatsorozatban a feszítési alakváltozás változtatása mellett határoztuk meg az (1) egyenlet szerinti stabilitási biztonság értéket építési állapotban, nyitott U szelvénnyel rendelkező tartónál. A számítások alapján megállapítható, hogy önmagában az acéltartó már igen kis feszítő alakváltozás hatására kifordul. 75 mm alakváltozás (120,4 kN feszítőerő) bevitele esetén az (1) egyenlet bal oldalának az értéke már 0,741-re csökken. A jellemző kifordulási alakot az 9. ábra mutatja. A kapott eredmény alapján nagy feszítőerő (200–300 mm) tartóra engedése

9. ábra: A jellemző kifordulási alak (75 mm feszítés esetén)

csak úgy lehetséges, ha a feszítés idejére behelyezett ideiglenes segédszerkezettel megakadályozzuk a kifordulási tönkremenetelt. Az 1. táblázatban foglaltuk össze a kiegészítő segédszerkezet nélküli vizsgálat eredményeit. A numerikus vizsgálat által megállapított αcr,op értékeket a táblázatban αcr,1..2…3 -mal jelöltük. A számítást a legkisebb αcr,op értékkel hajtottuk végre. Vizsgálat felső vízszintes rácsozással Segédszerkezetként a felső övek tengelyében kialakított ideiglenes rácsozás helyezhető el. A stabilitásvizsgálatok második sorozatában tehát vízszintes rácsozással (HEA 120 szelvényekkel) ellátott, ideiglenesen merevített gerendatartót vizsgáltunk. A fokozatos kiosztás a tartóközéptől szimmetrikusan történik. A diagonálrúddal merevített traktusok száma a 2. táblázat 6. oszlopában van feltüntetve (1. táblázatban közölttel azonos feszítőerőkhöz). Az így előálló 13 modell számítási eredményei azt mutatják, hogy a rácsos merevítés 200 mm-es feszítési alakváltozásig (320,9 kN feszítőerő) megfelelő. Az eredményeket összefoglalóan a 2. táblázat mutatja.

1. táblázat: A feszítés közbeni stabilitásvizsgálat az EN 1993-1-1 6.3.4. szerint (kiegészítő segédszerkezet nélkül)

ĂůĂŬǀĄůƚŽǌĄƐ ;ŵŵͿ ϱϬ ϳϱ ϭϬϬ ϭϮϱ ϭϱϬ ϭϳϱ ϮϬϬ ϮϮϱ ϮϱϬ Ϯϳϱ ϯϬϬ ϯϮϱ ϯϱϬ

34

ƐƚĂďŝůŝƚĄƐ ĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ ɲ Đƌ͕ϭ ɲ Đƌ͕Ϯ ɲ Đƌ͕ϯ ;ŬEͿ ;ͲͿ ;ͲͿ ;ͲͿ ϴϬ͕Ϯ ϭ͕ϭϮ Ϯ͕ϰϳ ϰ͕ϰϬ ϭϮϬ͕ϰ Ϭ͕ϳϱ ϭ͕ϲϱ Ϯ͕ϵϯ ϭϲϬ͕ϱ Ϭ͕ϱϲ ϭ͕Ϯϰ Ϯ͕ϮϬ ϮϬϬ͕ϲ Ϭ͕ϰϱ Ϭ͕ϵϵ ϭ͕ϳϲ ϮϰϬ͕ϳ Ϭ͕ϯϳ Ϭ͕ϴϮ ϭ͕ϰϲ ϮϴϬ͕ϴ Ϭ͕ϯϮ Ϭ͕ϳϭ ϭ͕Ϯϲ ϯϮϬ͕ϵ Ϭ͕Ϯϴ Ϭ͕ϲϮ ϭ͕ϭϬ ϯϲϭ͕ϭ Ϭ͕Ϯϱ Ϭ͕ϱϱ Ϭ͕ϵϴ ϰϬϭ͕Ϯ Ϭ͕ϮϮ Ϭ͕ϰϵ Ϭ͕ϴϴ ϰϰϭ͕ϯ Ϭ͕ϮϬ Ϭ͕ϰϱ Ϭ͕ϴϬ ϰϴϭ͕ϰ Ϭ͕ϭϵ Ϭ͕ϰϭ Ϭ͕ϳϯ ϱϮϭ͕ϱ Ϭ͕ϭϳ Ϭ͕ϯϴ Ϭ͕ϲϴ ϱϲϭ͕ϳ Ϭ͕ϭϲ Ϭ͕ϯϱ Ϭ͕ϲϯ

ƐǌŝůĄƌĚƐĄŐ ůůĞŶƅƌǌĠƐEϭϵϵϯͲϭͲϭϲ͘ϯ͘ϰ͘ƐǌĞƌŝŶƚ ʍ ŵĂǆ ĨǇ ɲ Ƶůƚ͕Ŭ ʄ ŽƉ ʔ ŽƉ ʖ ŽƉ DĞŐĨĞůĞůƅƐĠŐ ƌĞĚŵĠŶǇ ;DWĂͿ ;DWĂͿ ϰϲ͕ϯϬ ϲϵ͕ϱϱ ϵϮ͕ϲϲ ϭϭϱ͕ϴϴ ϭϯϵ͕Ϭϱ ϭϲϮ͕Ϯϭ ϭϴϱ͕ϯϴ ϰϮϬ ϮϬϴ͕Ϭϲ Ϯϯϭ͕ϳϬ Ϯϱϰ͕ϵϯ Ϯϳϴ͕ϭϬ ϯϬϭ͕Ϯϲ ϯϮϰ͕ϰϵ

;ͲͿ ϵ͕Ϭϳ ϲ͕Ϭϰ ϰ͕ϱϯ ϯ͕ϲϮ ϯ͕ϬϮ Ϯ͕ϱϵ Ϯ͕Ϯϳ Ϯ͕ϬϮ ϭ͕ϴϭ ϭ͕ϲϱ ϭ͕ϱϭ ϭ͕ϯϵ ϭ͕Ϯϵ

;ͲͿ Ϯ͕ϴϱ Ϯ͕ϴϰ Ϯ͕ϴϱ Ϯ͕ϴϰ Ϯ͕ϴϲ Ϯ͕ϴϰ Ϯ͕ϴϰ Ϯ͕ϴϰ Ϯ͕ϴϳ Ϯ͕ϴϳ Ϯ͕ϴϮ Ϯ͕ϴϲ Ϯ͕ϴϰ

;ͲͿ ϰ͕ϰϳ ϰ͕ϰϱ ϰ͕ϰϲ ϰ͕ϰϱ ϰ͕ϱϬ ϰ͕ϰϲ ϰ͕ϰϲ ϰ͕ϰϲ ϰ͕ϱϯ ϰ͕ϱϯ ϰ͕ϰϬ ϰ͕ϱϭ ϰ͕ϰϲ

;ͲͿ Ϭ͕ϭϮ Ϭ͕ϭϮ Ϭ͕ϭϮ Ϭ͕ϭϮ Ϭ͕ϭϮ Ϭ͕ϭϮ Ϭ͕ϭϮ Ϭ͕ϭϮ Ϭ͕ϭϮ Ϭ͕ϭϮ Ϭ͕ϭϮ Ϭ͕ϭϮ Ϭ͕ϭϮ


;ͲͿ ϭ͕ϭϬϳ Ϭ͕ϳϰϭ Ϭ͕ϱϱϰ Ϭ͕ϰϰϱ Ϭ͕ϯϲϲ Ϭ͕ϯϭϲ Ϭ͕Ϯϳϳ Ϭ͕Ϯϰϳ Ϭ͕Ϯϭϴ Ϭ͕ϭϵϴ Ϭ͕ϭϴϳ Ϭ͕ϭϲϴ Ϭ͕ϭϱϴ

DĞŐĨĞůĞůƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ

efesz=50 mm αcr=1,13








10. ábra: Az első kifordulási alakok különböző feszítési alakváltozások esetén

2. táblázat: A feszítés közbeni stabilitásvizsgálat az EN 1993-1-1 6.3.4. szerint (rácsos tartóval merevített felső öv esetén)


ĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ ;ŬEͿ ϴϬ͕Ϯ ϭϮϬ͕ϰ ϭϲϬ͕ϱ ϮϬϬ͕ϲ ϮϰϬ͕ϳ ϮϴϬ͕ϴ ϯϮϬ͕ϵ ϯϲϭ͕ϭ ϰϬϭ͕Ϯ ϰϰϭ͕ϯ ϰϴϭ͕ϰ ϱϮϭ͕ϱ ϱϲϭ͕ϳ

ɲ Đƌ͕ϭ

ƐƚĂďŝůŝƚĄƐ ɲ Đƌ͕Ϯ ɲ Đƌ͕ϯ ƐƚĂďŝůŝǌĄůƚ

;ͲͿ ϭ͕ϭϯ ϭ͕ϯϭ ϭ͕ϯϱ ϭ͕ϱϵ ϭ͕ϵϵ ϭ͕ϳϭ Ϯ͕Ϭϳ Ϯ͕ϭϯ ϭ͕ϵϭ ϭ͕ϳϰ ϭ͕ϲϬ ϭ͕ϰϳ ϭ͕ϭϴ

;ͲͿ ϲ͕Ϭϯ ϲ͕ϯϯ ϲ͕ϴϲ ϲ͕Ϯϰ ϲ͕ϰϳ ϱ͕ϱϱ ϳ͕Ϭϴ ϲ͕ϵϭ ϲ͕ϮϮ ϱ͕ϲϱ ϱ͕ϭϴ ϰ͕ϳϴ ϰ͕Ϭϱ

;ͲͿ ϲ͕ϲϲ ϲ͕ϵϯ ϵ͕ϱϱ ϴ͕ϯϰ ϳ͕ϴϮ ϲ͕ϳϬ ϳ͕ϳϮ ϵ͕Ϭϯ ϴ͕ϭϮ ϳ͕ϯϵ ϲ͕ϳϳ ϲ͕Ϯϱ ϰ͕ϰϭ

ƚƌĂŬƚƵƐ Ϯ ϭϬ ϭϮ ϭϰ ϭϲ ϭϲ ϭϴ ϮϮ ϮϮ ϮϮ ϮϮ ϮϮ ϮϮ

ƐǌŝůĄƌĚƐĄŐ ůůĞŶƅƌǌĠƐEϭϵϵϯͲϭͲϭϲ͘ϯ͘ϰ͘ƐǌĞƌŝŶƚ ĨǇ ɲ Ƶůƚ͕Ŭ ʄ ŽƉ ʔ ŽƉ ʖ ŽƉ DĞŐĨĞůĞůƅƐĠŐ ʍ ŵĂǆ ƌĞĚŵĠŶǇ ;DWĂͿ ;DWĂͿ ;ͲͿ ;ͲͿ ;ͲͿ ;ͲͿ ϲϭ͕Ϭϲ ϲ͕ϴϴ Ϯ͕ϰϳ ϯ͕ϱϳ Ϭ͕ϭϲ ϵϭ͕ϴϵ ϰ͕ϱϳ ϭ͕ϴϳ Ϯ͕ϯϳ Ϭ͕Ϯϰ ϭϮϮ͕ϱϭ ϯ͕ϰϯ ϭ͕ϱϵ ϭ͕ϵϭ Ϭ͕ϯϭ ϭϱϯ͕ϭϯ Ϯ͕ϳϰ ϭ͕ϯϭ ϭ͕ϰϵ Ϭ͕ϰϭ ϭϴϯ͕ϳϯ Ϯ͕Ϯϵ ϭ͕Ϭϳ ϭ͕ϭϵ Ϭ͕ϱϮ Ϯϭϰ͕ϯϱ ϭ͕ϵϲ ϭ͕Ϭϳ ϭ͕ϭϴ Ϭ͕ϱϮ Ϯϰϲ͕ϱϳ ϰϮϬ ϭ͕ϳϬ Ϭ͕ϵϭ ϭ͕ϬϬ Ϭ͕ϲϮ Ϯϳϳ͕ϰϯ ϭ͕ϱϭ Ϭ͕ϴϰ Ϭ͕ϵϯ Ϭ͕ϲϲ ϯϬϴ͕Ϯϰ ϭ͕ϯϲ Ϭ͕ϴϰ Ϭ͕ϵϰ Ϭ͕ϲϲ ϯϯϵ͕Ϭϱ ϭ͕Ϯϰ Ϭ͕ϴϰ Ϭ͕ϵϰ Ϭ͕ϲϲ ϯϲϵ͕ϵϬ ϭ͕ϭϰ Ϭ͕ϴϰ Ϭ͕ϵϯ Ϭ͕ϲϲ ϰϬϬ͕ϲϳ ϭ͕Ϭϱ Ϭ͕ϴϰ Ϭ͕ϵϰ Ϭ͕ϲϲ ϰϯϭ͕ϲϬ Ϭ͕ϵϳ Ϭ͕ϵϭ ϭ͕ϬϬ Ϭ͕ϲϮ


;ͲͿ ϭ͕ϬϳϬ ϭ͕ϭϭϳ ϭ͕Ϭϲϱ ϭ͕ϭϭϰ ϭ͕ϭϴϴ ϭ͕ϬϮϬ ϭ͕ϬϱϬ Ϭ͕ϵϵϳ Ϭ͕ϴϵϲ Ϭ͕ϴϭϱ Ϭ͕ϳϰϴ Ϭ͕ϲϴϵ Ϭ͕ϱϵϵ

DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ dƷůŶĂŐǇĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ

35

2.4.3. Globális stabilitási vizsgálatok az alakváltozás-teher leengedése után Stabilitás szempontjából a feszítőerő leengedése utáni állapot is mértékadó. Kifordulást gátló segédszerkezetet ebben az állapotban nem lehet alkalmazni, mivel ekkor készül el a felső betonlemez vasszerelése és betonozása, így a segédszerkezet a zsaluzási és szerelési munkákat gátolná. Az esetlegesen bennmaradó rácsozás gazdaságtalan szerkezetet eredményez és növeli a hibák előfordulását. A vizsgálatot a 2.4.2. pontban leírttal azonos végeselemes modellen végeztük el, amelyen a feszítés mértéke paraméteresen változtatható volt. Az acéltartó és a betonlemez négy csomópontú héjelemekből épül fel. A betonlemez és az acéltartó közötti kapcsolatot 106 kN/m merevségű rugókkal vettük figyelembe (teljes nyírt kapcsolat). A különböző alakváltozásokhoz különböző terhelőerők tartoznak (2.4.1. fejezet), amelyek az alakváltozás-teher levételével az alsó övön bebetonozott tartóban additív normálfeszültségeket ébresztenek. Emiatt terhelésként itt is ugyanazokat a különböző alakváltozási terheket alkalmaztuk, mint a 2.4.2. fejezetben, majd a CSM modullal (2.2. fejezet) meghatároztuk a feszültségtörténetet. Ezen kívül a gerendára terheltük a gyárban elkészülő vasbeton kéreg önsúlyát is, így érve el a

mértékadó terhelést ebben a gyártási fázisban. A statikai váz kéttámaszú tartó. A modell lineárisan rugalmas anyagmodellt használ. Jelen számítás során is az EN 1993-1-1 6.3.4. (2) szerinti globális stabilitási vizsgálatot végeztük el. Az analízis során azt tapasztaltuk, hogy 275 mm-es feszítő alakváltozás esetén a tartó kifordul (3. táblázat). Az ehhez a feszítési értékhez tartozó stabilitásvesztési alakot vizsgálva megállapítható, hogy a kifordulás nem alaktartó (11. ábra). Itt kell megjegyezni, hogy az eddigi összes számítás alaktartó kifordulási alakot szolgáltatott. Az alaktorzulás a gyárban elkészített vasbeton kéreg nagy önsúlyával magyarázható, mely a döntött gerincre additív hajlítónyomatékot ad. A kritikus teherszorzó ennek a torzulásnak meggátlásával növelhető meg. Az alaktorzulást a tartó végén, a terhelési pont alatt és mezőközépen (azaz a negyedelő pontokban) elhelyezett diafragmával lehet korlátozni. A diafragmák használatát a 3. táblázat 6. oszlopában jelöltük. A jellemző kifordulási alakokat a 11. ábra mutatja be. A nagyobb feszítési alakváltozások során (>275 mm) diafragmák elhelyezésével az alaktorzulás nélküli kifordulás jelenik meg. A 3. táblázatból látható, hogy ezekben az esetekben az (1) egyenlet szerinti megfelelőség jelentősen megnő (1,014-ről 1,298-ra).

2.4.4. Szilárdsági és merevségi követelmények A PREFLEX gerenda globális viselkedésének vizsgálatára két végeselemes modell készült SOFiSTiK-ben, melyek a megtámasztási viszonyokat és a tartómagasságokat tekintve térnek el egymástól. Az első esetben a gerendák megtámasztása csuklós, az acéltartó magassága: 1500 mm. A második modellben a tartó befogott, az acéltartó magassága pedig 1200 mm. A feszítőerő értékét mindkét szerkezeten úgy határoztuk meg, hogy a ’g3’ terhek (kiegészítő önsúly: burkolat, szegélyek) ráadásának pillanatában a lehajlás a 0 mm közelében legyen (csuklós: 200 mm, befogott: 250 mm feszítési alakváltozása a szélső negyedelő pontokban). A betonminőségek a következők voltak: • helyszíni betonlemez C35/45:

efesz=250 mm αcr=1,64 (diafragma nélkül)

• előre gyártott betonlemez:

efesz=325 mm αcr=2,20 (5 diafragmával) 11. ábra: A jellemző kifordulási alakok 3. táblázat: A feszítés utáni állapot stabilitásvizsgálata az EN 1993-1-1 6.3.4. szerint


36

ĨĞƐǌşƚƅĞƌƅ ;ŬEͿ ϴϬ͕Ϯ ϭϮϬ͕ϰ ϭϲϬ͕ϱ ϮϬϬ͕ϲ ϮϰϬ͕ϳ ϮϴϬ͕ϴ ϯϮϬ͕ϵ ϯϲϭ͕ϭ ϰϬϭ͕Ϯ ϰϰϭ͕ϯ ϰϴϭ͕ϰ ϱϮϭ͕ϱ ϱϲϭ͕ϳ

ƐƚĂďŝůŝƚĄƐ ɲ Đƌ͕ϭ ɲ Đƌ͕Ϯ ɲ Đƌ͕ϯ ;ͲͿ ϭ͕ϳϬ ϭ͕ϲϵ ϭ͕ϲϴ ϭ͕ϲϴ ϭ͕ϲϳ ϭ͕ϲϲ ϭ͕ϲϲ ϭ͕ϲϱ ϭ͕ϲϰ ϭ͕ϲϰ Ϯ͕ϮϬ Ϯ͕ϮϬ Ϯ͕ϭϵ

;ͲͿ ϭ͕ϵϯ ϭ͕ϵϭ ϭ͕ϵϬ ϭ͕ϴϵ ϭ͕ϴϴ ϭ͕ϴϳ ϭ͕ϴϲ ϭ͕ϴϱ ϭ͕ϴϰ ϭ͕ϴϰ Ϯ͕ϯϲ Ϯ͕ϯϱ Ϯ͕ϯϰ

;ͲͿ Ϯ͕ϰϴ Ϯ͕ϰϲ Ϯ͕ϰϰ Ϯ͕ϰϯ Ϯ͕ϰϭ Ϯ͕ϰϬ Ϯ͕ϯϴ Ϯ͕ϯϳ Ϯ͕ϯϱ Ϯ͕ϯϯ Ϯ͕ϲϱ Ϯ͕ϲϯ Ϯ͕ϲϭ

ĚŝĂĨƌĂŐŵĂ Ͳ Ͳ Ͳ Ͳ Ͳ Ͳ Ͳ Ͳ Ͳ Ͳ /'E /'E /'E

ʍ ŵĂǆ

ƐǌŝůĄƌĚƐĄŐ ůůĞŶƅƌǌĠƐEϭϵϵϯͲϭͲϭϲ͘ϯ͘ϰ͘ƐǌĞƌŝŶƚ ĨǇ ɲ Ƶůƚ͕Ŭ ʄ ŽƉ ʔ ŽƉ ʖ ŽƉ DĞŐĨĞůĞůƅƐĠŐ ƌĞĚŵĠŶǇ

;DWĂͿ ;DWĂͿ ϭϬϭ͕ϲϬ ϭϬϱ͕ϴϴ ϭϭϬ͕ϭϲ ϭϭϰ͕ϰϱ ϭϭϴ͕ϳϰ ϭϮϯ͕ϳϰ ϭϯϮ͕ϴϵ ϰϮϬ ϭϰϮ͕Ϯϱ ϭϱϭ͕ϭϱ ϭϲϭ͕ϰϵ ϭϯϲ͕ϭϮ ϭϰϬ͕ϲϲ ϭϰϱ͕Ϯϭ

;ͲͿ ϰ͕ϭϯ ϯ͕ϵϳ ϯ͕ϴϭ ϯ͕ϲϳ ϯ͕ϱϰ ϯ͕ϯϵ ϯ͕ϭϲ Ϯ͕ϵϱ Ϯ͕ϳϴ Ϯ͕ϲϬ ϯ͕Ϭϵ Ϯ͕ϵϵ Ϯ͕ϴϵ

;ͲͿ ϭ͕ϱϲ ϭ͕ϱϯ ϭ͕ϱϭ ϭ͕ϰϴ ϭ͕ϰϲ ϭ͕ϰϯ ϭ͕ϯϴ ϭ͕ϯϰ ϭ͕ϯϬ ϭ͕Ϯϲ ϭ͕ϭϴ ϭ͕ϭϳ ϭ͕ϭϱ

;ͲͿ ϭ͕ϴϱ ϭ͕ϴϭ ϭ͕ϳϳ ϭ͕ϳϯ ϭ͕ϳϬ ϭ͕ϲϲ ϭ͕ϱϵ ϭ͕ϱϯ ϭ͕ϰϴ ϭ͕ϰϮ ϭ͕ϯϮ ϭ͕ϯϬ ϭ͕Ϯϴ


;ͲͿ Ϭ͕ϯϮ Ϭ͕ϯϯ Ϭ͕ϯϰ Ϭ͕ϯϱ Ϭ͕ϯϱ Ϭ͕ϯϲ Ϭ͕ϯϴ Ϭ͕ϰϬ Ϭ͕ϰϭ Ϭ͕ϰϯ Ϭ͕ϰϲ Ϭ͕ϰϳ Ϭ͕ϰϴ

;ͲͿ ϭ͕ϮϬϰ ϭ͕ϭϴϱ ϭ͕ϭϲϳ ϭ͕ϭϱϰ ϭ͕ϭϯϳ ϭ͕ϭϭϴ ϭ͕Ϭϵϯ ϭ͕Ϭϲϰ ϭ͕Ϭϯϴ ϭ͕Ϭϭϰ ϭ͕Ϯϵϴ ϭ͕Ϯϴϭ ϭ͕Ϯϲϭ

DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ DĞŐĨĞůĞůƅ

Ezután az EN 1990 [11] szabályai szerinti teherkombinációkat alkalmazva adódtak a maximális feszültségek és lehajlások. A lehajlások vizsgálata két csoportra oszlik. Egyrészről a szabvány szerinti kváziállandó tehercsoportosításban az L/500 merevségi követelményt kell teljesíteni, másrészről kiegészítő vizsgálatként meg kell állapítani a forgalmi terhek okozta maximális lehajlás értékeket. Ezt a vizsgálatot az EN 1994-2 [12] nem írja elő, azonban a forgalmi terhek okozta kedvezőtlen elmozdulások megakadályozása miatt a vizsgálat elvégzése kis súlyú, „lágy” tartószerkezet esetén – mint amilyen a PREFLEX tartó – indokolt. A két statikai váz összehasonlítása a maximális lehajlások, az acéltartóban és a vasbeton lemezben ébredő feszültségek (4. és 5. táblázat), illetve építéstechnológiai és fenntarthatósági megfontolások alapján lehetséges. Csuklós kéttámaszú tartó esetében kedvezőbb az erőjáték, ugyanis mindkét felső betonlemez repedésmentes állapotban van, a nyomófeszültségek a teherbírási határállapotban a megengedhető maximum teherbírás alatt vannak. Az acéltartó hosszirányú feszültségeit vizsgálva megállapítható, hogy a szilárdsági kihasználtság 94%-os végleges állapotban. A von Mises összehasonlító feszültségeket elemezve pedig arra jutottunk, hogy a maximális érték: 380,6 N/mm2

12. ábra: Von Mises feszültségek az acéltartón

(12. ábra) a gerinc és az alsó fenéklemez találkozásánál. Ez 91 %-os kihasználtságot jelent. Kváziállandó terhekre a tartó lehajlása 26,1 mm, a lehajlási korlát: 90 mm (L/500), míg a forgalmi terhekre 112,5 mm (L/400). A lehajlási ábrákat a 13. és 14. ábrák mutatják.

4. táblázat: Szilárdsági analízis eredményei csuklós kéttámaszú tartók esetén

^h<>M^<ddD^jdZdM ʍ WZ͘ďĞƚŽŶ ʍ Ğ͘ŐǇ͘ďĞƚŽŶ ʍ Ś͘ďĞƚŽŶ Ğ ƐǌƵŵ

ʍ ĂĐĠů ƉşƚĠƐŝĄůůĂƉŽƚ

^>^;ŬǀĄǌŝĄůůĂŶĚſͿ ĨŽƌŐĂůŵŝƚĞƌŚĞŬ;YнƋͿ

;DWĂͿ ŶǇŽŵſ

;DWĂͿ ŶǇŽŵſ

;DWĂͿ ŶǇŽŵſ

Ͳϳ͕ϭ Ͳϱ͕ϰ Ͳϳ͕Ϭ Ͳϭϳ͕ϵ

ͲϮ͕ϲ Ͳϭϰ͕ϭ

ͲϮϬ͕ϯ ͲϭϮ Ͳϳ͕ϳ Ͳϱ͕ϭϱ ŵĞŐƌĞƉĞĚ

ĐĠůƐǌĞƌŬĞǌĞƚ &ĞƐǌşƚĠƐ &ĞƐǌşƚĠƐůĞĞŶĞŐĞĚĠƐĞ ůƐſďĞƚŽŶůĞŵĞǌŬƷƐǌĄƐ ůƅƌĞŐǇĄƌƚŽƚƚďĞƚŽŶ ůƅƌĞŐǇĄƌƚŽƚƚďĞƚŽŶŬƷƐǌĄƐ ,ĞůǇƐǌşŶŝďĞƚŽŶ ,ĞůǇƐǌşŶŝďĞƚŽŶŬƷƐǌĄƐ ŐϯƚĞƌŚĞŬ h>^

;DWĂͿ ŚƷǌſ ŶǇŽŵſ ϯϴ͕ϭ Ͳϰϭ͕ϲ Ϯϭϴ͕ϭ ͲϮϯϰ͕ϳ ϵϲ͕ϱ Ͳϲϱ͕Ϯ ϳϳ͕ϴ Ͳϲϭ͕Ϯ ϭϬϭ͕ϯ Ͳϵϰ͕ϯ ϵϲ͕ϴ ͲϭϬϬ͕Ϯ ϭϱϰ͕Ϭ ͲϭϰϮ͕ϵ ϭϱϳ͕ϱ Ͳϭϰϲ͕ϯ ϭϵϯ͕ϲ Ͳϭϱϯ͕ϵ ϯϵϳ͕ϴ ͲϮϰϱ͕ϳ Ͳ

Ğ ǀĂůſƐ

;ŵŵͿ ŵĂǆ ϱϱ͕ϳ ϯϮϱ͕ϳ ϭϭϯ͕ϰ ϵϳ͕ϭ ϭϰϱ͕ϯ ϭϰϲ͕ϴ ϮϭϬ͕ϴ Ϯϭϳ͕ϯ Ϯϰϳ͕ϰ

;ŵŵͿ ŵĂǆ ϱϱ͕ϳ Ϭ͕Ϭ Ͳϭϱϲ͕ϲ ͲϭϳϮ͕ϵ ͲϭϮϰ͕ϳ ͲϭϮϯ͕Ϯ Ͳϱϵ͕Ϯ ͲϱϮ͕ϳ ͲϮϮ͕ϲ

ϯϬϴ͕ϭ

ϯϴ͕ϭ ϳϱ͕ϵ

5. táblázat: Szilárdsági analízis eredményei befogott kéttámaszú tartók esetén

ƉşƚĠƐŝĄůůĂƉŽƚ

;DWĂͿ ŚƷǌſ ŶǇŽŵſ ϰϳ͕ϰ ͲϲϬ͕ϵ ϮϭϮ͕ϴ ͲϮϳϬ ϭϭϳ͕ϯ ͲϭϬϮ ϵϴ͕ϵ Ͳϵϳ ϭϯϱ͕ϵ ͲϭϲϮ͕ϱ ϭϯϯ͕ϯ Ͳϭϲϴ͕ϳ ϭϲϮ͕ϳ Ͳϭϴϵ͕Ϯ ϭϳϭ͕ϴ Ͳϭϴϵ͕ϴ ϭϵϬ͕ϵ Ͳϭϵϯ͕ϯ ϯϱϳ͕Ϭ ͲϮϮϱ͕ϳ

;DWĂͿ ŶǇŽŵſ

Ͳ Ͳ

;DWĂͿ ŚƷǌſ ŶǇŽŵſ

Ğ ƐǌƵŵ

Ğ ǀĂůſƐ

Ͳϭ͕Ϭϭ Ͳϵ͕ϴϳ

;ŵŵͿ ŵĂǆ ϵϭ͕ϭ ϰϮϵ͕ϵ ϭϴϳ͕ϰ ϭϲϲ͕ϰ ϮϱϬ͕ϵ ϮϱϬ͕ϵ Ϯϱϰ͕ϳ Ϯϴϱ͕ϳ Ϯϵϴ͕ϳ Ͳ

;ŵŵͿ ŵĂǆ ϵϭ͕ϭ Ϭ͕Ϭ ͲϭϱϬ͕ϳ Ͳϭϳϭ͕ϳ Ͳϴϳ͕Ϯ Ͳϴϳ͕Ϯ Ͳϴϯ͕ϰ ͲϱϮ͕ϰ Ͳϯϵ͕ϰ Ͳ

Ͳ Ͳ

ϯϭϮ͕ϱ Ͳ

ͲϮϱ͕ϲ ϰϮ͕ϱ

;DWĂͿ ŚƷǌſ ŶǇŽŵſ

Ͳϭϳ͕ϰ ͲϭϬ͕Ϯ Ͳϱ͕ϬϮ ͲϮ͕ϴϳ Ϭ͕ϭ Ϭ͕ϯ Ϭ͕ϴ

Ͳϯ͕Ϭϭ Ͳϭ͕ϲ ͲϮ͕ϰϱ Ͳϳ͕ϵ Ͳ Ͳ

ϭ͕ϴ ŵĞŐƌĞƉĞĚ

Ͳ Ͳ

&K'Kdd<ddD^jdZdM ʍ Ğ͘ŐǇ͘ďĞƚŽŶ ʍ Ś͘ďĞƚŽŶ

ŵĞŐƌĞƉĞĚ

^>^;ŬǀĄǌŝĄůůĂŶĚſͿ ĨŽƌŐĂůŵŝƚĞƌŚĞŬ;YнƋͿ

ʍ WZ͘ďĞƚŽŶ

ŵĞŐƌĞƉĞĚ

ĐĠůƐǌĞƌŬĞǌĞƚ &ĞƐǌşƚĠƐ &ĞƐǌşƚĠƐůĞĞŶĞŐĞĚĠƐĞ ůƐſďĞƚŽŶůĞŵĞǌŬƷƐǌĄƐ ůƅƌĞŐǇĄƌƚŽƚƚďĞƚŽŶ ůƅƌĞŐǇĄƌƚŽƚƚďĞƚŽŶŬƷƐǌĄƐ ,ĞůǇƐǌşŶŝďĞƚŽŶ ,ĞůǇƐǌşŶŝďĞƚŽŶŬƷƐǌĄƐ ŐϯƚĞƌŚĞŬ h>^

ʍ ĂĐĠů


37

13. ábra: Lehajlási ábra végállapotban (kéttámaszú, csuklós tartó)

15. ábra: Lehajlási ábra végállapotban (kéttámaszú, befogott tartó)

14. ábra: Lehajlási ábra feszítési állapotban (kéttámaszú, csuklós tartó)

16. ábra: Lehajlási ábra feszítési állapotban (kéttámaszú, befogott tartó)

Megjegyzés a lehajlási ábrák értelmezéséhez: A végállapotban számított lehajlásokból a feszítési túlemelés értéke levonandó. Ezt az állapotot a feszítési lehajlási ábra mutatja. A befogott PREFLEX tartón mind a felső előre gyártott, mind a helyszíni betonlemez megreped a támaszok környezetében. Emiatt a támaszok felett sűrű lemezvasalás szükséges a felső betonövben keletkező húzóerők felvételére, és a fenntartás szempontjából kedvezőtlen repedések meggátlására. Az 5. táblázat 5. és 7. oszlopából látható, hogy a ’g3’ terhek esetén a tartó még repedésmentes állapotban van. Repedések csak az additív forgalmi terhek hatására keletkeznek a tartóban. (A táblázatokban az utolsó repedésmentes állapotot tüntettük fel.) Az acéltartóban a szilárdsági analízis eredményeképpen 85%-os kihasználtság adódik. A befogott megtámasztások a lehajlásokra kedvező hatással vannak (15. és 16. ábrák). Kváziállandó tehercsoportosításban felhajlás tapasztalható a feszítőerő hatása miatt (–6,9 mm). Forgalmi terhekre pedig a csuklós tartónál tapasztalt érték 55,9%-át, 42,5 mm lehajlást szolgáltatott a számítás. Megjegyzendő, hogy ebben az esetben is a kváziállandó terhek esetében a kúszás végértékével, míg forgalmi terhek esetében a nulla időpillanatban megjelenő merevségekkel történt a számítás. Mindkét statikai váz esetében tapasztalható, hogy az alsó betonlemezben a mezőközépi nyomófeszültség folyamatosan csökken (a feszítőerő leengedése után). A helyszíni

38

betonozás pillanatában a teljes lemez húzottá válik, így a további állapotokban az alsó betonlemez merevségét csak csökkentve (30%) lehet figyelembe venni. Hasonló merevségcsökkentést hajtottunk végre a befogott tartók támasz feletti berepedése esetében is.

3. ÖSSZEFOGLALÁS Jelen cikkben előre gyártott öszvérhidak egy speciális típusát vizsgáltuk. Megépült szerkezetek erőtani vizsgálatával ismertük meg a PREFLEX tartószerkezet viselkedését. A Távol-Keleten és Belgiumban elterjedt PREFLEX tartók továbbfejlesztett változataként a szekrényes keresztmetszet alkalmazhatóságát elemeztük a hazai körülményeket is figyelembe véve. A különböző építési állapotokban és a végleges szerkezeten szilárdsági és stabilitási analízist végeztünk. Ennek eredményeképpen megállapítható, hogy a szekrényes keresztmetszetű PREFLEX tartók statikai előnyei a következők: • A feszítéssel lehetőség van a tartómagasság csökkentésére, ezáltal a vasbeton hídgerendákkal azonos magasságú hidak építhetők. • Számítása szoftveres és szabványi háttérrel ellátott, statikai viselkedése megbízhatóan követhető. A PREFLEX gerendák hátrányaként megemlíthető, hogy a feszítőerő és a gerendamerevség egymásra hatása miatt számítása csak iteratív úton végezhető el.


4. KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS A szerzők köszönetüket szeretnénk kifejezni dr. Sapkás Ákos statikus tervezőnek a Szilárdságtani és Tartószerkezeti Tanszék egyetemi tanársegédjének, aki a SOFiSTiK program alkalmazásában volt segítségünkre. Emellett köszönet illeti Pál Gábor, Hegedűs István és Hunyadi László okleveles építőmérnököket a SPECIÁLTERV Építőmérnöki Kft. munkatársait, akik az öszvérhidak tervezése során szerzett tapasztalataik átadásával segítették kutatásunkat.

5. IRODALOMJEGYZÉK [1] Abraham Lipski’s Preflex beam (CHS Newsletter, No. 76 February 2007, Construction History Society) [2] Stephanie Staquet, Guy Rigot, Henri Detandt, Bernard Espion: Innovative Composite Precast Prestressed Precambered U-Shaped Concrete Deck for Belgium’s High Speed Railway Trains (www.pci.org) [3] Arcelor Mittal – Bridges with rolled section (www.arcelormittal.com/sections) [4] EN-1993-1-1: EUROCODE 3: Design of steel structures – Part 1-1: General rules and rules for buildings (European Committee for Standardization, Brussels, December 2003)

[5] http://www.mansecorea.com/ [6] Doobyong Bae, Kwang-Myong Lee: Behaviour of Preflex Beam in Manufacturing Process (KSCE Journal od Civil Engineering, January 2004 www.springerlink.com) [7] SOFiSTiK 23 Manual (SOFiSTiK AG, Oberschleissheim, 2009) [8] EN-1993-1-1: EUROCODE 3: Design of steel structures – Part 1-1: General rules and rules for buildings (European Committee for Standardization, Brussels, December 2003) [9] EN 1993-1-5: EUROCODE 3: Design of steel structures – Part 1-5: Plated structural elements (European Committee for Standardization, Brussels, October 2006) [10] EN 1991-2 EUROCODE 1: Action on structures – Part 2: Traffic loads on bridges (European Committee for Standardization, Brussels, September 2003) [11] EN 1990 EUROCODE 0: Basis of structural design (European Committee for Standardization, Brussels, October 2002) [12] EN 1994 – 2: EUROCODE 4: Design of composite steel and cocnrete structures – Part 2: General rules and rules for bridges (European Committee for Standardization, Brussels, October 2005)


39

Pavlik Katalin marketing asszisztens Gyura László hegesztési és szolgáltatási menedzser Linde Gáz Magyarország Zrt.

20 ÉVES A LINDE GÁZ MAGYARORSZÁG ZRT. Hegesztési szimpózium 2012. június 5-én a Linde Gáz Magyarország Zrt. – megalakításának 20. évfordulója alkalmából – sikeres hegesztési szimpóziumot tartott a Ramada Resort – Aquaworld Budapest szállodában. A Linde Gáz Magyarország Zrt. nagy hangsúlyt fektet arra, hogy vevőivel, partnereivel ne csak a mindennapi vevőlátogatások alkalmával találkozzon, hanem időről időre szakmai napokat, szimpóziumokat is rendezzen, melynek célja, hogy az új eredményeket, ismereteket megoszthassa vevőivel. Ezeken az eseményeken partnerei számára is lehetőséget teremt arra, hogy saját munkájukat, eredményeiket a rokon iparágakban működő vállalatok képviselőivel is megismertethessék. A legutóbb megrendezésre került szimpózium csak annyiban volt rendhagyó, hogy egy jubileumi alkalomra, a Linde Gáz Magyarország Zrt. megalakulásának 20. évfordulójára esett. A szimpózium programjának első része felidézte a múlt jelentős eseményeit, a vendégek először Samu Zoltán (Linde Gáz Magyarország Zrt., értékesítési igazgató) előadását hallgathatták meg, aki ismertette a cég fejlődését az elmúlt 20 évben. A résztvevők megtudhatták, hogy a Linde AG hogyan alapított vegyesvállalatokat Magyarországon a ’90-es évek elején, illetve hogy a Linde Répcegáz Rt. megalakulása milyen fontos lépés volt afelé, hogy 1992. október 1-jén hivatalosan is megalakulhasson a Linde Gáz Magyarország Rt., majd Zrt. A vállalat központja Répcelak lett, ezen kívül ma már további négy telephellyel rendelkezik: Budapest, Miskolc, Kazincbarcika és Dunaújváros. A vállalat megalakulása után fejlesztéseket hajtott végre telephelyein. Miskolcon és Dunaújvárosban új töltőüzemet, Kazincbarcikán pedig egy hidrogénüzemet épített, amelyben nagy tisztaságú (5.6) hidrogént állítanak elő és palackoznak. Ugyanitt 1995-ben korszerű acetilénfejlesztő berendezést helyeztek üzembe, azóta jelentős az acetilénelőállítás és forgalmazás. A vállalat 1995-ben Budapesten új irodaházat avatott, ahol jelenleg is értékesítési központ és palacktöltő üzem működik. Emellett itt található az ország egyik legjobban felszerelt hegesztéstechnikai laboratóriuma is, ahol – partnereink munkáját segítő kísérleteken túl – alkalmazástechnikai mérnökeink bemutatókat, ismeretmegújító továbbképzéseket tartanak. Répcelakon 1998-ban új CO2 üzem építésére került sor, és 1999-ben zajlott az ún. „T-sor” felújítása. A beruházás különösen fontos volt, mert Répcelakon és környékén – a Mihályi–Répcelak térségében található szén-dioxid-mezőkre építve – évente több mint 100 000 tonna természetes eredetű szén-dioxidot bányásznak. 1998-ban helyezték üzembe az akkor KözépEurópában legmodernebbnek számító altatógáz-előállító berendezését. Ez az üzem a mai kor követelményeinek is megfelel, jelenleg Magyarország és a környező országok

40

A szimpózium első részének előadói (balról jobbra): Brezovszky Péter, Samu Zoltán, dr. Gáti József, Gyura László

részére termel egészségügyi és nagy tisztaságú dinitrogénoxidot. A vállalat 20 éves történelmében szintén nagy jelentőségű volt a működését 2000 szeptemberében, Dunaújvárosban megkezdő levegőbontó berendezés, amelyet alapvetően a Dunaferr vállalatcsoport ellátására építettek, de a berendezés kapacitása lehetővé teszi, hogy saját piacra is termeljen levegőgázokat. A cég életében jelentős dátum 2001. január 1., amikor sor került a Linde Gáz Magyarország Zrt. és az AGA Gáz Kft. egyesítésére. Az egyesülés révén létrejött új társaság valamennyi ipari és egészségügyi gáz gyártásában és forgalmazásában vezető szerepet tölt be Magyarországon. A Linde beruházásainak keretében valósult meg 2001-ben Kazincbarcikán HYCO1 néven Európa egyik legnagyobb szén-monoxidot és hidrogént előállító berendezése. Alapesetben a berendezés óránként 4400 Nm3 szén-monoxidot, 11 000 Nm3 hidrogént és 13,5 tonna gőzt termel. Ezt a berendezést további kettő követte; a HYCO2 kivitelezése 2004 februárjában kezdődött és 2005 júniusában fejeződött be, a sikeres üzembe helyezést követően 2005 augusztusára már zavartalanul működhetett a bővített kapacitású gázszolgáltatás. A termelés a HYCO üzemekben együttesen 8000 Nm3/óra szén-monoxidra és 20 000 Nm3/óra hidrogénmennyiségre növekedett, a két üzem összekapcsolása kétéves, leállás nélküli, folyamatos szolgáltatást tesz lehetővé. A HYCO3 berendezés 2011-ben kezdte meg működését, az üzem beruházási értéke 25 milliárd forint volt és teljesítményét mutatja, hogy óránként 12 000 Nm3 szén-monoxidot, 29 000 Nm3 hidrogént és 21,7 tonna gőzt termel. Kazincbarcikán nem csak HYCO berendezések működnek, 2005-ben levegőszétválasztó berendezést helyeztek üzembe, ami 4250 Nm3/óra oxigént és 4200 Nm3/óra nitrogént szolgáltat a Linde és a BorsodChem részére. A Linde természetesen nem csak Kazincbarcikán hajtott végre beruházásokat, hanem más telephelyein is, többek között 2005 májusában héliumtöltő üzemet adtak át Dunaújvárosban. 2010-ben – a további beruházásoknak köszönhetően – héliumon kívül oxigént és argont 6.0


A szimpózium második részének előadói (balról-jobbra): Gyura László levezető elnök, dr. Dulin László, Vajas Attila, Jurányi Attila, Pálinkás László, Balogh Dániel

tisztaságig, nitrogént és szintetikus levegőt 5.3 tisztaságig tudnak palackozni. A bemutatott beruházások hegesztési munkáiban számos hazai érdekeltségű vállalkozás szakemberei dolgoztak. A nagy beruházásokon kívül a palackos ellátás területén is hajtottak végre műszaki fejlesztéseket, amit jól mutat, hogy míg a ’90-es években a palackállomány jellemzően 125 és 150 bar-os volt, addig ma már döntően 150 és 200 bar-os palackok vannak forgalomban, illetve a közeljövőben bevezetésre kerül a 300 bar-os GENIE® márkanevű kompozitpalack is. Samu Zoltán előadása zárásaként elmondta, hogy 2006ban a Linde Csoport és az angol BOC Csoport egyesülését követően a világ egyik legnagyobb ipari gázokkal és ehhez kapcsolódó mérnöki tevékenységgel foglalkozó vállalata jött létre, amely ma már a világ több mint 100 országában van jelen. A következő előadást dr. Gáti József ((Óbudai Egyetem Kancellár, GTE Hegesztési Szakosztály elnöke) úrtól hallhatták a résztvevők, aki „A hegesztés múltja és jelene” című, mind szakmailag, mind történelmileg érdekes előadásában bemutatta a hegesztés történetét a XIX. századtól egészen napjainkig. A résztvevők betekintést nyerhettek a hegesztési eljárások kronológiájába, valamint a hazai hegesztési szakirodalmon keresztül megismerhették a hegesztés nagy személyiségeit, a hegesztőoktatás fejlődését, a hegesztési ipar tudományos életének alakulását. Rövid ízelítőt kaptak a hazai hegesztési ipar tevékenységéről a XXI. század fordulóján, valamint kancellár úr egyfajta prognózist adott a közeljövőben várható, hegesztést érintő változásokról is. A harmadik előadó Gyura László (Linde Gáz Magyarország Zrt., hegesztési és szolgáltatási menedzser) volt, aki beszámolt a Linde által az elmúlt 20 évben a hazai hegesztési ipar, hegesztési kultúra fejlesztése érdekében végzett tevékenységről. Bemutatta a vállalatnál működő, a hegesztéssel és rokon technológiával foglalkozó, alkalmazástechnikai tevékenység személyi, tárgyi és jártassági feltételeit. Több hegesztőszakmérnök (E/IWE), hegesztőtechnológus (E/IWT), hegesztőmester (E/IWP) biztosította, biztosítja korszerű berendezésekkel azt a szakmai hátteret, melynek segítségével vevőinknek, partnereinknek oktatjuk, bemutatjuk a legújabb technológiákat. A 16 éve működő hegesztőlaboratóriumunk eszközei ma is egyedálló módon képesek szemléltetni a védőgázos technológiák folyamatait,

a hegesztési paraméterek hatásait. A laboratóriumot folyamatosan fejlesztjük, az eszközök között megtalálhatók a legújabb technológiákat képviselő berendezések (inverteres hegesztőgépek, hegesztőrobot, autogéntechnikai eszközök, gázelemző műszerek, anyagvizsgáló berendezések stb.), melyekkel nem csak oktatásokat, bemutatókat, de különböző kísérleteket, fejlesztéseket, technológiakidolgozásokat is végzünk. Sok esetben ezen kísérletek alapján indult el több olyan projekt, amely partnereinknél egy-egy technológia bevezetésével tradicionális, illetve speciális gázellátó rendszer megvalósításához vezetett. A Linde Gáz Magyarország Zrt. ezzel a hegesztőlaboratóriumi hátterével bázistanúsítással rendelkezik, melynek keretében minden évben több alkalommal végzünk hegesztő/forrasztó minősítéseket partnereink és saját dolgozóink számára. Az előadás külön kiemelte a hazai oktatási intézmények (egyetemek, főiskolák, középiskolák stb.) támogatását (oktatások, anyagi támogatások stb.), szakmai, tudományos szervezetekkel való jó kapcsolattartást (MHtE tagság, MAGÉSZ párttoló tagság, GTE támogatás). A Magyar Hegesztők Baráti Körének (MaHeBak) megalapításában a Linde komoly szerepet játszott, hosszú ideig munkatársunk töltötte be a szervezet elnöki tisztét. A hazai hegesztési képzésben a szakmunkás szinttől a hegesztőszakmérnök szintig évente több alkalommal szervezünk oktatásokat, bemutatókat diákoknak, hallgatóknak, biztosítjuk a helyszínt nyári gyakorlatok, tudományos diákköri munkák, diplomatervek elkészítéséhez. A tudományos és a gyakorlatban szerzett eredményekről, tapasztalatokról több mint 50 szakcikket jelentettünk meg (sok esetben partnereinkkel közös munkával) a hazai szaklapokban (Hegesztéstechnika, Acélszerkezetek stb.), tartottunk előadásokat hazai rendezvényeken (Hegesztési Konferencia, Hegesztőfelelősök Tanácskozása stb.). Számos magyar nyelvű szakmai ismertető, brosúra (például katalógusok, gyakorlati tudnivalók) jelent meg az elmúlt 20 évben. Az említett szaklapok, szakkönyvek megjeleníthetősége, konferenciák fenntarthatósága „érdekében” a Linde Gáz Magyarország Zrt. folyamatos szponzori, hirdetői támogatást biztosít, résztvevője a hazai szakkiállításoknak, rendezvényeknek (MachTech, HegTech stb.). Befejezésül az előadás rámutatott arra, hogy a vállalat több hegesztést/forrasztást érintő minősítéssel rendelkezik (MSZ EN ISO 3834-2, 9/2001 GM), amelyek keretében jelenleg 23 fő 58 darab minősítéssel végzi a különböző gázellátó rendszerek építését, karbantartását.


41

A következő előadói blokkban néhány partnerünket kértük fel, hogy egy-egy témában foglalja össze felhasználói tapasztalatait. Elsőként dr. Dulin László beszélt az alumíniumszerkezetek gyártása során szükséges védőgázok összetételének, minőségének jelentőségéről. Az alumíniumötvözetek hidrogénoldó képessége miatt az argon, argon-hélium keverékek összetétele, tisztasága nagy jelentőséggel bír a porozitásmentes varratok készítésénél. Külön kiemelte a gázellátó rendszerek elemei kivitelezésének jelentőségét. Vajas Attila (Schwarzmüller Kft.) és Jurányi Attila (Weinberg ’94 Kft.) hegesztőfelelősök az ötvözetlen szerkezeti acélok fogyóelektródás hegesztéséhez alkalmazható háromkomponensű gázok (Ar/CO2/O2) felhasználhatósági tapasztalatait mutatták be. Vajas Attila elsősorban a varratesztétikára, a felhasznált kopó, fogyó alkatrészek mennyiségének, valamint a hegesztőgép primer oldali áramfelvételének csökkenésére hívta fel a figyelmet. Jurányi Attila a háromkomponensű védőgázokkal történő mechanikai vizsgálatok eredményeit valamint a tervezett további vizsgálati irányokat ismertette tudományos alapossággal. Balogh Dániel (Linde Gáz Magyarország Zrt.) vázolta fel annak a Lindénél kidolgozott mérési módszernek a lényegét, amivel a mai modern, inverteres hegesztőgépek dinamikus viselkedései, áram/feszültség jelalakjai mérhetők és elemezhetők. A Linde Gáz Magyarország Zrt. tulajdonát képező digitális oszcilloszkóppal a vizsgálatokat több típusú hegesztőgépen elvégeztük, és felhasználtuk az eredményeket a technológiák és a gépek jobb megismerésére.

Gyakorlás a Lincoln Electric hegesztő szimulátorán

Pálinkás László (Crown International Kft.) a Lindénél – Cloos hegesztőgépeken – végzett vizsgálati eredményeit foglalta össze. A Lincoln Electric képviseletében Miskei Zoltán rövid előadásban mutatta be azt a hegesztőszimulátort, amelyet a cégnek köszönhetően a résztvevők az előadások közötti szünetekben ki is próbálhattak. A VRTEXTM 360 típusú berendezés computer-technika segítségével egy virtuális világba vitte el a vállalkozó vendégeket. A berendezéssel szimulálni lehet a hegesztést virtuális munkadarabokon, 72 hegesztési módot és minden hegesztési pozíciót modellezni lehet a segítségével. Ez a gép nem más, mint egy számítógépre épülő oktatási eszköz, amely lehetővé teszi, hogy a tanulók a hegesztést tantermi környezetben is gyakorolhassák. A szimulátor nem csak a diákok körében népszerű, hanem a szimpóziumon részt vevő képzett, hegesztési szakemberek körében is nagy sikert aratott. A vendégek között egy háziverseny is lebonyolításra került, ahol többen szép eredményeket értek el. A berendezés ugyanis alkalmas arra is, hogy a hegesztést, a hegesztési varrat minőségét kiértékelje, ami alapján meg lehet határozni az eredményeket. A legügyesebbeket értékes ajándékokkal jutalmaztuk, mind a Lincoln Electric, mind a Linde felajánlásának köszönhetően. A délutáni szekcióban ismét a Zrt. munkatársai kaptak szót. Mérges Gábor biztonságtechnikai szakmérnök látványos kísérletekkel mutatta be a hegesztésben alkalmazott ipari gázok fő tulajdonságait, helytelen felhasználásból adódó veszélyeit.

42

A háziverseny díjazottjai

Abaffy Károly alkalmazástechnikai mérnök munkatársunk a lézertechnológiák fejlődési irányait foglalta össze elsősorban gázszállítói szempontból. Összehasonlította a hagyományos gázlézerekkel, valamint a ma egyre inkább terjedő, ún. fibre lézerekkel végezhető vágások, hegesztések technológiai jellemzőit, különbségeit. Részletesen bemutatta az egyes technológiák, ipari és nagy tisztaságú gázigények alternatíváit, mind a típust, mind a szükséges mennyiséget, nyomást illetően. (A közeljövőben az elhangzott előadást szakcikk formájában is megjelentetjük.) Fölkl Péter szakértő a hegesztőberendezések, valamint egyéb eszközök időszakos felülvizsgálatainak tapasztalatairól beszélt. A 143/2004 GKM rendelet (Hegesztési Biztonsági Szabályzat) szerinti vizsgálatokat a vállalat hosszú ideje


végzi partnereinél. Az előadás összefoglalta a vizsgálatok során tapasztalt leggyakoribb hibákat, problémákat, és rámutatott a vizsgálatok elvégzésének jelentőségére. Végezetül Szteránku Milán, hegesztési eszközök és anyagok értékesítésében dolgozó munkatársunk foglalta össze azt a tevékenységet, amellyel a Linde az elmúlt 5–6 év alatt a gáz forgalmazását kiegészítette a legfontosabb hegesztést érintő eszközök, anyagok értékesítésével. A szimpózium keretein belül nem csak előadás formájában, hanem egy kisebb „kiállításon” is bemutattuk a forgalmazott eszközöket és hegesztési anyagokat. Az érdeklődők megtekinthették a Linde inverter technológiájú hegesztőgépeit (MMA, TIG), a Linde márkájú, fényre sötétedő automata fejpajzsot, a Linde nyomáscsökkentőket és sok más kiegészítő és biztonságtechnikai felszerelést is, mint például a hegesztőpisztolyokat, a visszaégésgátlókat, a védőszemüvegeket, a védőkesztyűket, a különféle vágó- és köszörűkorongokat. A Linde Gáz Magyarország Zrt. büszke arra, hogy a hegesztési eszközöket már nem csak telephelyein és egyes lerakataiban vásárolhatják meg a vevők, hanem megrendelhetik a www.hegesztesieszkoz.hu címen elérhető webáruházon keresztül is. A résztvevők közelebbről is megismerkedhettek a már említett GENIE® palackkal, amely az alapos fejlesztési munkának köszönhetően egy rendkívül innovatív és ergonomikus kialakítású gázpalack. A relatív kis méretű palackok 300 bar-ral tölthetők, ami ezáltal az azonos méretű, hagyományos palackhoz képest több gázt tartalmaz. A fejlett technológiájú, újszerű tervezésű palackhoz nagyon sok hasznos kiegészítő tartozik. Ilyen kiegészítők például: masszív, levehető kerekek; szintén eltávolítható, állítható magasságú teleszkópos nyél; állítható magasságú állvány; fiókos egység a munka közben szükséges eszközök számára. Összességében elmondhatjuk, hogy a Linde Gáz Magyarország Zrt. ezzel a sikeres szakmai szimpóziummal is méltón megünnepelte megalakulásának 20. évfordulóját.

Bízunk benne, hogy a rendezvényen megjelent közel 200 partnerünk, vendégünk számára is hasznosan telt a nap. Érdekes, ismereteiket bővítő előadásokat hallottak, hasznos információkhoz jutottak, új dolgokat ismertek meg. A Linde munkatársai számára ez a nap nem csak szamailag volt hasznos, hanem a partnerekkel, vevőkkel való kapcsolat ápolása, elmélyítése szempontjából is nagyon fontos jelentőséggel bírt. A szimpóziumon elhangzott előadások „pdf” formátumban letölthetők a www.hegesztesieszkoz.hu honlapról. Reméljük, hogy nem csak egyszeri alkalom volt a hegesztési szimpózium megrendezése, hanem ezzel hagyományt teremthetünk és időről-időre köszönthetjük vevőinket hasonló rendezvényeken.

Linde Gáz Magyarország Zrt. A Linde Gáz Magyarország Zrt. több mint 43 milliárdos forgalmával és 500 alkalmazottjával Magyarország legnagyobb műszaki és egészségügyi gázokat előállító és forgalmazó vállalata. Az öt telephelyen gyártott iparigáz-termékek értékesítését országszerte közel 150 lerakat végzi. A Linde műszaki gázai – oxigén, nitrogén, argon (az úgynevezett levegőgázok), továbbá szén-dioxid, hidrogén, acetilén és hegesztési védőgázok, valamint egyéb nemesgázok, éghető gázok, orvosi gázok, „gázgyógyszerek”, elektronikai gázok, nagy tisztaságú gázok, vizsgálógázok és gázkeverékek – jelen vannak az ipar szinte minden területén éppúgy, mint a kutatásban és gyógyászatban. Amennyiben többet szeretne megtudni a Linde Gáz Magyarország Zrt.-ről, látogasson el honlapunkra: www.lindegas.hu

A fényképeket készítette: Nagy József

A szimpózium résztvevői


43

Hajós Bence hidászmérnök Magyar Közút Nonprofit Zrt. Szabolcs-Szatmár-Bereg Megyei Igazgatóság

EGY KANADAI ÍVHÍD PÁLYASZERKEZETÉNEK TÖNKREMENETELÉRŐL Eventus stultorum magister. Más kárán tanul az okos. 2003. január 14-én 15 óra körül Kanada egyik jelentős főútján található Sgt. Aubrey Cosens VC Memorial híd pályaszerkezete részben leszakadt. A Transz-Kanada autóút Latchford (Ontario) mellett keresztezi a Montreal folyót. 1960-ban alsópályás, acél, kétcsuklós ívhidat építettek. A híd támaszköze 106,70 méter. Az acél hossz- és kereszttartókkal alátámasztott vasbeton pályalemez terheit 12–12 függesztőrúd továbbítja az acélívekre. A kereszttartók távolsága egységesen 8,21 méter. A szerkezet teljes felújítása 1992-ben, majd korrózióvédelmének felújítása 1998-ban volt. Két teherautó haladt át épp a hídon, mikor a nyugati főtartó északi végén három egymás melletti függesztőrúd

elszakadása miatt a pályaszerkezet mintegy két métert lezuhant, de szerencsésen nem omlott a befagyott folyóba. A balesetben senki sem sérült meg, a hidat lezárták.

KÁRELHÁRÍTÁS, PROVIZÓRIUM Először egy egysávos, 45 méteres szükséghidat telepítettek (a folyómeder jelentős beszűkítésével) a forgalom mielőbbi megindítása érdekében, majd tervezés és versenyeztetés után épült egy második szükséghíd is már két forgalmi sávval (9,15 méter szélesség), gyalogjárdával és a teljes folyószélességre elegendő, 125 méter szerkezeti hosszal. Mindkét provizóriumot az Acrow cég építette modulelemekből (700XS jelű Bailey-rendszerű), –15 és –40 °C hőmérséklet mellett. A kétsávos provizóriumot a híd leszakadását követő 45. napon adták át a forgalomnak.

1. ábra: Sgt. Aubrey Cosens VC Memorial híd látképe kelet felől, előtérben a vasúti híd, középen az épülő első provizórium és meder-betöltés, háttérben a Montreal folyó zsilipje [www.asphaltplanet.ca]

44


A LESZAKADÁS FOLYAMATA ÉS OKAI (ÉSZAK-NYUGATI HÍDVÉG) A függesztőrudakra ható hajlítás elkerülésére a függesztőrudak alján és tetején egy-egy szabad elfordulást biztosító, keresztirányú csapot építettek: egyet a kereszttartó felett, egyet pedig a függesztőrúd szekrény-keresztmetszetű főtartóívbe való bevezetése előtt. A függesztőrúd keresztmetszete az alsó csapig laposacél, a két csap között laposacél-pár, a felső csap fölött pedig kör. Az ívszerkezetbe befutó felső rúdacélra menetet készítettek, ahol a lehorgonyzást egy alátét és két anyacsavar biztosítja (a Széchenyi lánchíd függesztőrúdjainak alsó kapcsolatához hasonlatosan). A felső lehorgonyzást a zárt, szekrény-keresztmetszetű ív belsejében helyezték el, ami esztétikus, de szinte vizsgálhatatlan volt. A függesztőrudak kialakítása nem akadályozta meg teljesen, hogy a felső lehorgonyzások hajlító igénybevételt kapjanak egyrészt az egymást követő kereszttartóközök aszimmetrikus terheléséből, másrészt a függesztőrúd-megnyúláskor létrejövő két kereszttartóköznyi teherviselésből. Ha a csapok szabad elfordulása megszűnik (rozsdásodás folytán), a hajlítóhatás többszörösére növekszik. Ráadásul a csap megszorulását vizsgálat során igen nehéz észrevenni, mivel a működésükhöz tartozó elfordulás igen csekély. A függesztőrúd befogott rögzítésére ható kicsiny hajlító igénybevétel a többmilliós ismétlés hatására fáradtrepedés kiindulását okozta. A híd végein a legrövidebbek a függesztőrudak, így az elméletileg alul-felül csuklósnak tervezett függesztőrudak itt a legmerevebbek. A hosszabb rudak viselkedése lényegesen rugalmasabb. A hídra érkező járművek elsőként pont a legmerevebb, legrövidebb függesztőrudakat terhelik. A többi, hosszabb függesztők esetében a tehereloszlás lényegesen kedvezőbb. A rövid rudak esetében a közeli hídvég miatt a dinamikus többlet-igénybevétel is jelentős. A vizsgálatok kimutatták, hogy a részleges leszakadást okozó láncreakció első lépése a nyugati főtartóív északi, legrövidebb függesztőrúdjának ívbe zárt lehorgonyzásánál kialakult fáradtrepedés volt még az 1990-es években. (A repedés kiindulásának a függesztőre készített menet is kedvezett.) A repedés a terhelés hatására folyamatosan növekedett egészen addig, amíg a rúd keresztmetszetéből már csak 20% erőátadó felület maradt, s ekkor (körülbelül 1996–1997-ben) elszakadt. A függesztőrúd felső csomópontjában a kör keresztmetszetű rúd a horgonyzócsavarok alsó síkjában eltörött. A rúd tehermentesült, és a rúd felső vége 75 mm-t elmozdult a tengelye mentén, de a rúd saját síkjában maradt a két csukló merevsége miatt. Mivel a függesztőrúd a „helyén” maradt, a hídvizsgálatok során a szakadás nem derült ki. A függesztőrúd alsó csuklójában ugyan volt egy minimális szögelfordulás, de az túl kicsiny volt ahhoz, hogy felfedezzék. Az 1998. évi festés során sem vették észre a csupán az alsó pontján megtámasztott, tönkrement függesztőrudat. Miután az ívváll utáni első függesztő kiesett a teljes teherviselésből (önsúly és hasznos teher), a szomszédos, második függesztő jelentős többlet-igénybevételt kapott, s hamarosan itt is fáradtrepedés alakult ki a felső bekötésnél (vagy már az első függesztő törése előtt). A részletes elemzések szerint a második függesztő törése 2000–2001ben következett be. Így a második függesztő is tehermentesült, ami a harmadik függesztő túlterhelését okozta.

2. ábra: A részlegesen leszakadt pályaszerkezet oldalnézete [4]

3. ábra: A függesztőrúd és a szekrénykeresztmetszetű főtartóív csomópontja [2]

Ã

4. ábra: A függesztőrúd és az acél kereszttartó csomópontja az alsó csuklóval [2] 5. ábra: Az első függesztőrúd törési felülete [2]

6. ábra: A három eltörött függesztőrúd – látható, hogy az első rúd esetében az elmozdulás miatt 1998-ban az eredeti 75 mm helyett 150 mm a festett, főtartóíven kívüli szakasz [2]


45

A pályaszerkezet nyugati széle tehát 3 x 8,21 = 24,63 méter hosszon felfüggesztés nélkül maradt. A két függesztő szakadása után (a keleti főtartó függesztői épek maradtak) a pálya féloldalas lehajlását sem vették észre. 2003. január 14-én délután 3 óra körül a nyugati főtartó észak felőli, harmadik függesztőrúdjának felső bekötésében is fáradtrepedés alakult ki, majd ridegtöréssel tönkrement. Ezt a pályaszerkezet már nem tudta tolerálni, és részlegesen leszakadt, 2 métert zuhant, de a befagyott Montreal folyó felett néhány arasszal megállt. A fáradási repedés ridegtöréssé alakulásához hozzájárult a –25 °C-os hőmérséklet is. A függesztőrudak csuklói a rozsdásodás miatt annyira megszorultak, hogy a pályaszerkezet leomlása után is állva maradtak, jóllehet az alsó csukló és a zuhanás okozta rázkódás miatt mindháromnak el kellett volna dőlnie.

HELYREÁLLÍTÁS (2005) A baleset alapos kivizsgálása után a teljes sérült pályaszerkezetet visszabontották az épen maradt, negyedik függesztőrudakig és az eredeti rendszerrel megegyezően újjáépítették (a leszakadáskor deformálódtak, törtek az acél hossz- és kereszttartók, széttört a vasbeton pályalemez). Egyúttal a híd valamennyi függesztőrúdját kicserélték. Merev laposacél szelvény helyett 4–4 kábelt építettek be többszörösen túlméretezett teherbírással. Természetesen az új kábelbekötéseket a zárt szelvényű íven kívül helyezték el.

A DÉL-NYUGATI HÍDVÉG KÁROSODÁSA A híd északi végének leszakadását követő helyszíni vizsgálatkor felfedezték, hogy a nyugati főtartó déli vége felőli első függesztőrúd is eltörött. A károsodás részletei lényegében az északi első függesztővel azonosnak mondhatók. A törési felület ridegtörési részének korróziós vizsgálata szerint a rúd az északi elsővel azonos korban, 1996–1997ben törött el. A teherviselésből kiesett déli függesztő kereszttartója lehajlott, a pályaszerkezet acél hossztartójának bekötő csomólemeze elrepedt. A rendellenesen lehajlott pályalemezrész felül húzott szakaszán a kocsipályán és a betonszegélyen is a hídtengelyre merőleges, keresztirányú, húzási repedések jelentek meg. A vizsgálat idején az elszakadt déli függesztőrúdnál mért pályaszerkezet-lehajlás 80 mm volt. A többi függesztőrúd közül utólag még hatnál találtak előrehaladt fáradtrepedést.

7. ábra: A részlegesen visszabontott pályaszerkezetű híd [4]

TOVÁBBI VIZSGÁLATOK A károsodás vizsgálatát igen részletesen, körültekintően végezték. Elemezték az építési terveket, felújítások dokumentumait. A helyszíni vizsgálatok mellett részletes anyagvizsgálatokat, háromdimenziós, végeselemes számításokat készítettek. Átvizsgálták a korábbi hídvizsgálatok iratait, és kikérdezték a híddal korábban foglalkozó személyeket is. Ezek közül csak két részletet említünk. A metallurgiai vizsgálatok szerint a három eltörött függesztőrúd átmeneti hőmérséklete –18 és –29 °C között volt. A legmagasabb –18 °C-os értéket az első függesztő esetében mérték! Statikai számítások alapján az első függesztő törése után a pályaszerkezet lehajlása önsúly+hasznos teher hatására 69+46 mm, a második függesztőrúd törése után pedig 209+108 mm lehetett.

TANULSÁGOK

Az Aubrey Cosens híd tönkremeneteléhez igen hasonló károsodás történt korábban Svédországban is. Az 1980-as években Kusfors mellett, a Skellefte älv feletti, 61 méter nyílású, vasúti, vonórudas ívhíd egyik függesztőrúdjának a csapja törött el. A szokatlan hangokat észrevették, és további károsodást megelőzve elvégezték a javításokat. Az 1943-ban épült vasúti híd a csukló törésekor mintegy 40 éves volt, hasonlóan a bemutatott Aubrey Cosens hídhoz. Ez figyelmeztetésül szolgáljon mindazoknak, akik felületesen egy idősebb hídnál eleve kizárják a törés lehetőségét.

A tönkremenetelt okozó fáradttörés hosszú idő alatt alakult ki. A rendszeres felülvizsgálatok és felújítások ellenére ezek a hibák rejtve maradtak, noha számos különböző szakértő és vállalkozó dolgozott a hídon, sok alkalommal. Ebből az következik, hogy a károsodás előjeleit nem volt könnyű felismerni? Vagy a vizsgálatok nem voltak elég alaposak? Tervezési hiba, hogy a függesztőrudak bekötési környezetét a zárt ívbe helyezték el, így azokat alig lehetett vizsgálni. (Legismertebb hazai példák a vizsgálhatatlan szerkezeti zugokra a Széchenyi lánchíd lánccsatornája és a Szabadság híd nyomott rácsrúdjának felújítás előtti pályalemez-áttörése.)

46

8. ábra: A helyreállítás után kicserélt új, négykábeles felfüggesztés


A tönkremenetel amúgy jól mutatja a hidak tervezésekor alkalmazott magas biztonsági szintet. Hiába szakadt el két egymás melletti függesztőrúd, a pályaszerkezet mintegy két esztendőn keresztül még betöltötte feladatát, esélyt adva a törött függesztők felfedezésére. Ez a baleset – ívhidak függesztőrúdjainál és rácsos hidak esetében is – felhívja a figyelmet a merev összekötések hajlításából származó fáradásra. Hídfelújítás során rendkívül fontos, hogy még a felújítás megtervezése előtt alapos vizsgálatot végezzünk, meghatározva mindazon kockázatot és kritikus helyet, melyekre a felújítás során kiemelt figyelmet kell fordítani. Ez utóbbi a hídfelújítási gyakorlatunkból teljesen hiányzik! Acélhidak korrózióvédelmi felújításakor kivételes ellenőrzési lehetőség adódik. A teljes szerkezet be van állványozva, egyszerűen, testközelből vizsgálható minden része. Festést megelőző felület-előkészítés után, de még az alapozóréteg festése előtt a fémtiszta szerkezet vizsgálható. Ehhez ugyan majdnem folyamatos vizsgáló jelenlét szükséges, mégis érdemes erre áldozni (már a szerződésbe is belefoglalni), hiszen csak 40–50 évente adódik ilyen különleges lehetőség. Az 1960-as, 1970-es években az acélhidak festési szerződéseiben a hazai gyakorlat szerint szerepelt a fémszerkezet vizsgálata is! A hazai fővizsgálatot szabályozó jogszabály (1/1999 KHVM rendelet) előírja ugyan, hogy a híd „eltakart részeit akár bontás árán is meg kell nyitni”, azonban az általános gya-

korlat ezt igen lazán kezeli, hasonlóan a búvárvizsgálatokhoz: a fővizsgálat „vízben álló híd víz alatti részeire is kiterjed”, és a sort még lehetne folytatni. Ebben a felelősség éppúgy terheli a híd kezelőjét, mint a híd vizsgálóját. A körülményeket az is nehezíti, hogy a fővizsgálatot „szabad orvosválasztás” helyett a közbeszerzés jegyében a legolcsóbb doktorra bízzuk. A Kanadai Közlekedési Minisztérium 2003. december 1jén részletes, 26 oldalas vizsgálati jelentést készített, bemutatva a káresemény okait. Követendő példa a baleset gyors, szakszerű és alapos kivizsgálása, valamint az eredmények közzététele az interneten [2]. Tanulságul javaslom minden hidászmérnöknek, olvassa el a vizsgálati jelentést!

IRODALOMJEGYZÉK 1. Cold snap, 27 August 2003 In. Bridge Design & Engineering, www.bridgeweb.com 2. Sgt. Aubrey Cosens V.C. Memorial Bridge over the Montreal River at Latchford, Investigation of Failure: Final Report December 1, 2003 www.ontla.on.ca 3. Björn Åkesson: Understanding Bridge Collapses. Chapter 20: Sgt. Aubrey Cosens V.C. Memorial Bridge. Taylor & Francis, London, UK, 2008 4. The Latchford Bridge Failure (2003) www.thekingshighway.ca/latchford.html 5. www.acrowusa.com

9. ábra: A helyreállított, függesztőkábeles híd látképe [www.flickr.com]


47

Noficzer Eszter doktorandusz Pécsi Tudományegyetem, Breuer Marcell Doktori Iskola Prof. emeritus Iványi Miklós DSc Pécsi Tudományegyetem, Breuer Marcell Doktori Iskola

SZÖGACÉL-CSILLAG KERESZTMETSZETŰ RÚD KIHAJLÁSVIZSGÁLATA EXAMINATION OF THE SMALL CROSS-SHAPED SECTION STEEL ANGELS’S BUCKLING A tanulmány kis hézagú (szorosan kapcsolt) osztott szelvényű szögacél rúd tervezési ellenállásával foglalkozik. Az ilyen típusú keresztmetszetek speciális tulajdonsága, hogy a gátolt csavarási inercianyomatéka közel nullával egyenlő, így a kritikus erő meghatározásánál figyelembe kell venni a síkbeli kihajlás mellett a térbeli (tiszta) elcsavarodó kihajlási tönkremeneteli módot is. A mértékadó tönkremeneteli mód a rúdhosszúsággal szoros kapcsolatban áll.

The study deals with the designing resistance of small cross-shaped (closely linked) section steel angels. Special characteristic of these types of crosssections is that warping moment of inertia almost equals with zero. This way, when determining the critical force we have to consider not only the planar buckling, but the spatial (clear) buckling way of going to failure. The standard mode of failure is in close relation with length.

1.BEVEZETÉS Acélszerkezetek tervezése során számos olyan tényezőt kell figyelembe venni, melyek befolyással vannak a szerkezet teherbírására. Ilyenek az acél minősége, vegyi összetétele, a gyártás, a hegesztés során keletkezett sajátfeszültségek, az alkalmazott elem keresztmetszeti tulajdonságai. A szabványos, melegen hengerelt és hidegen hajlított szelvények keresztmetszeti tulajdonságai segédletekből meghatározhatóak és a gyártó által megszabott értékek a számításhoz felhasználhatóak. Külön odafigyelést és számítást igényelnek a nem szabályos és összetett szerkezetek. Nem szabad figyelmen kívül hagyni, hogy az összetett szerkezeteknél az eredeti elem néhány tulajdonsága drasztikusan megváltozik az összekapcsolás kialakításától és milyenségétől függően. A következőkben olyan szerkezeti típusokról lesz szó, amelyeknél a térbeli vagy tiszta elcsavarodó kihajlás lesz a mértékadó a síkbeli kihajlással szemben. Az ilyen felépítésű szerkezeteket az építőiparban csak különleges esetekben használják, így a tervezés során előfordul, hogy a keresztmetszet speciális tulajdonságait elhanyagolják, amely számítási hiba akár végzetes is lehet. Ugyanis a kis hézagú (szorosan kapcsolt), osztott szelvényű szögacél rúd vagy más néven görögkereszt esetében a térbeli kihajlás jelentősen csökkentheti az ellenállást a síkbelihez képest.

2.A KERESZTMETSZET ALAK HATÁSA Központosan nyomott rúd elcsavarodó kihajlási tönkremenetel esetében térbeli kihajlásánál meghatározható az a legkisebb kritikus erő, amely az egyensúlyi–elágazási állapotot létrehozza. A kritikus erő eléréséig nincs oldalirányú elmozdulás, amint az erő eléri a kritikus erőt, akkor a nyomott rúd a terhelés alól egy meggörbült alakkal tér ki, így a rúd kihajlása bekövetkezik. Egy szögacél-csillag keresztmetszetű rúd a kihajlás során a csavarási középpont körül elfordulást és eltolódást

48

a)

b)

1. ábra: Síkbeli kihajlás és térbeli elcsavarodás

is végez. Síkbeli kihajlás [1. a) ábra] esetében csak az egyik síkban alakul ki a rúd deformációja (eltolódása). Ez bekövetkezhet az x és az y tengely körül, ezen állapotokat az (1), (2) egyensúlyi egyenletek írják le. Az elcsavarodás [1. b) ábra] során keletkező normálfeszültségek nem okoznak belső hajlítónyomatékot, mivel a gátolt csavarási normálfeszültségek önmagukkal egyensúlyt alkotnak. Az egyensúlyi egyenletek a külső és a belső hajlítónyomatékokra írhatóak fel (3). Mindegyik egyenlet két részből tevődik össze. A külső erők csavarónyomatéka a terhelő erő hatására bekövetkezett alakváltozás miatt és az alkotók elferdüléséből keletkezik. Míg a belső csavarónyomatékok a Saint-Venant csavarónyomatékból és a gátolt csavarónyomatékból állnak.


2. ábra: Általános keresztmetszetű rúd viselkedése

Általános, nem szimmetrikus keresztmetszetű rúd esetében (2. ábra) az egyensúlyi egyenleteket a (1), (2), (3) differenciálegyenletek írják le [Halász, Iványi 2001].

4. ábra: Kétszeresen szimmetrikus keresztmetszetek

(1) (2) (3) ahol: P – – Iy – Iz zω – yω

–

iω

–

Iω

–

IT

–

u v φ

– – –

külső erő y irányú másodrendű nyomaték z irányú másodrendű nyomaték a csavarási középpont és a keresztmetszet súlypontjának z irányú távolsága a csavarási középpont és a keresztmetszet súlypontjának y irányú távolsága a keresztmetszetnek a csavarási középpontra vonatkozó poláris inercianyomatéka a teljes keresztmetszet gátolt csavarási tehetetlenségi nyomtéka (a csavarási középpontra) a teljes szabad keresztmetszet csavarási inercianyomatéka a csavarási középpont y irányú eltolódása a csavarási középpont z irányú eltolódása a csavarási középpont szögelfordulása.

Ezen egyensúlyi egyenleteinek megoldása után a kritikus erőre három megoldást kapunk, melyek közül értelemszerűen a legkisebb lesz a mértékadó. Egyszeresen szimmetrikus keresztmetszetű szerkezeteknél (3. ábra) csak az egyik szimmetriatengely esik a csavarási tengelyre, ilyenkor az első kritikus erőt a z tengely síkjában létrejövő kihajlás adja meg. A másik két kritikus erőnél együttesen következik be a rúdtengely meggörbülése az y tengely síkjában és a keresztmetszetek elfordulása a csavarási tengely körül.

3. ábra: Egyszeresen szimmetrikus keresztmetszetek

Kétszeresen szimmetrikus keresztmetszetű rudak (4. ábra) esetében a csavarási középpont a keresztmetszet súlypontjába esik, így az egyensúlyi egyenletek és a kritikus állapothoz tartozó determinánsok is leegyszerűsödnek. Az első kettő kritikus erő a keresztmetszet y és z irányú síkbeli kihajláshoz tartozik, míg az utolsó a csavarási tengely körüli tiszta elcsavarodáshoz (1. ábra). (4) (5) (6)

A terhelés hatására alakváltozások jönnek létre, melyek feszültséget ébresztenek a tartóban, ennek reakciójaként a keletkező belső erők pedig kihajlást, görbülést vagy elcsavarodást okoznak. Az alakváltozások mértékét lehet csökkenteni a merevség fokozásával, lemez vastagításával vagy megfelelő merevítésekkel. A keresztmetszet vetemedési mértéke az eredetileg sík keresztmetszet síkjából való kitéréshez tartozó fajlagos elcsavarodás nagysága. Az Iω gátolt csavarási inercianyomaték értéke a vetemedési mértéktől függ. A melegen hengerelt és hidegen hajlított, kétszeresen szimmetrikus szelvények esetében az Iω gátolt csavarási inercianyomaték értéke annyival nagyobb a két tengely hajlítási inercianyomatékánál, hogy az elem tönkremenetele előbb következik be síkbeli kihajlással, mint térbeli elcsavarodással. Ilyen esetekben megállapítjuk, hogy a térbeli elcsavarodás nem mértékadó; a számításokat leegyszerűsíthetjük kétirányú síkbeli kihajlások vizsgálatára: a kritikus erő a Pz vagy a Py lesz a megtámasztási viszonyoktól függően.


49

A kis hézagú (szorosan kapcsolt) összetett szerkezetek esetében az Iω értéke nagyságrendekkel kisebb a két tengely inercianyomatékánál, így az a biztonság javára való mérnöki közelítéssel nullával számolandó. Ha az ω vetemedési mértéket nullának feltételezzük, akkor a tiszta elcsavarodó kihajlás is mértékadó lehet az ellenállás szempontjából. Ebben az esetben mindig meg kell vizsgálni a szerkezetet térbeli (tiszta) elcsavarodásra és megkeresni azt a kritikus rúdhosszúságot, amely felett már a síkbeli kihajlás lesz mértékadó.

3. AZ EUROCODE 3 MÉRETEZÉS ELVEI Az Eurocode 3 [EN 1993 Part 1.1] a nyomott oszlopokat három osztályba sorolja, méghozzá zömök, közepes és karcsú oszlopokba. A zömök oszlopok karcsúsága olyan kicsiny, hogy az elem globális stabilitásvesztése nem következhet be, az elem nyomási ellenállása a keresztmetszet nyomási ellenállásától függ. A karcsú oszlopok rugalmas kihajlással mennek tönkre, a közepes karcsúságú oszlopok a legérzékenyebbek a kezdeti imperfekciókra (kezdeti görbeség, gyártási sajátfeszültség, terhelőerő külpontossága és az acélanyag felkeményedése), így azok viselkedésének meghatározása külön vizsgálatot igényel. Az Eurocode 3 a karcsú oszlopoknál a kritikus erő kiszámításához az elméleti kihajlási hosszt vezette be, amely a rugalmas kihajlás során jellemzőiben hasonló az eredeti oszlophoz és a közelítés a biztonság javára történik. Euler-féle kritikus erő kiszámításával és annak ábrázolásával σ–λ diagramon (5. ábra) meghatározható egy olyan karcsúsági érték, amely elválasztja a kihajlási tönkremenetelt, a folyási tönkremenetelt és a biztonságos viselkedést. Ez a karcsúsági érték a határkarcsúság, ami az ábrán a T pontnál található. Ez az érték a karcsúságnak az a maximális értéke, amelynél az oszlop folyáshatárig terhelhető.

5. ábra: Euler-féle kihajlási görbe és a hozzá tartozó tönkremeneteli módok

Az oszlopok viselkedésére a legnagyobb hatással a kezdeti görbeség és a gyártási sajátfeszültségek vannak, ezeket az Eurocode 3 a redukált karcsúság bevezetésével és a χ csökkentő tényező értékével veszi figyelembe. A redukált karcsúsághoz különböző kihajlási görbéket rendel (a0, a, b, c, d), melyekbe az oszlopok a szelvény típusától és a kihajlás síkjától függően besorolhatóak (7. ábra). A χ csökkentő tényező értéke az EC3 5.2.2. táblázatából kivehető. (8) ahol: Nb.Rd χ A fy γM1

– – – – –

a nyomott rúd tervezési kihajlási ellenállása a kihajlási módnak megfelelő csökkentő tényező a szelvény területe az acélanyag folyáshatárának névleges értéke parciális biztonsági tényező.

7. ábra: Az Eurocode által meghatározott kihajlási görbék

Az inerciasugár és a mértékadó kihajlási módhoz tartozó karcsúságok alapján a következő összefüggés adódik a kritikus feszültségre: (7) Az acéloszlopok tényleges viselkedése jelentősen különbözik az Euler áltál leírt ideális viselkedéstől, azok tönkremenetele általában képlékeny kihajlással történik az Eulerféle kihajlási teher elérése előtt az imperfekciók miatt, így azokat a számításba különböző csökkentő tényezőkkel kell figyelembe venni (6. ábra).

50

6. ábra: Tényleges oszlopkísérletek eredményei és a meghatározott kihajlási görbe

4. SZÖGACÉL-CSILLAG KERESZTMETSZETŰ RÚD VIZSGÁLATAI A kis hézagú (szorosan kapcsolt) osztott szelvényű rudak közül két olyan típusú összekapcsolás viselkedésének és teherbírás-számításának bemutatása következik, amely a mérnöki gyakorlatban használatos. A görögkereszt kettő, illetve négy egyenlőszárú, párhuzamos övű szögacélból alakítható ki összekapcsolással. A teherbírás számítása során az oszlop modellezés szempontjából alul mindkét irányba befogott, felül pedig mindkét irányban szabadon eltolódhat és elfordulhat. A teherbírás számítása során figyelembe kell


venni, hogy az összekapcsolás következtében megváltozik a szögacél legtöbb keresztmetszeti jellemzője. A szimmetriatengelyek eltolódnak, a gátolt csavarási tehetetlenségi nyomaték közel a nullával egyenlő, vagyis elhanyagolható nagyságú. A szorosan kapcsolt elemek közötti maximális hézag nagysága az inerciasugár függvényében meghatározható. Ha a szelvények közti távolság elég kicsiny, akkor az osztott szelvényű rúd síkbeli kihajlásra tömör szelvénnyel helyettesítve számolható. Az előbbiekben ismertetett viszonyított karcsúságok valamint a kihajlási görbék alapján kiszámítható a szerkezet síkbeli kihajlásokkal és a térbeli (tiszta) elcsavarodó kihajlással szembeni ellenállása.

5. GYAKORLATI VIZSGÁLATOK AZ EUROCODE 3 SZEIRNT Az Acélszerkezeti Gyakorlati Útmutató [Dunai, Horváth, Kovács, Verőci, Vigh, 2009] az Eurocode 3 méretezési elvének és számítási módjának megfelelően bemutatja egy szorosan kapcsolt osztott szelvényű rúd kihajlási ellenállásának tervezését (8. ábra). Ebben a példában csak a síkbeli kihajlás vizsgálatára tér ki, mely jelen esetben mértékadó a jól megválasztott rúd hosszúsága miatt. A szelvény 2 darab L120.120.12 egyenlőszárú acélnak lett megválasztva (profil összekapcsolása révén jött létre) (8. ábra). A Gyakorlati Útmutató a megtámasztási viszonyokat csuklósnak feltételezi, melynek köszönhetően az egyenértékű kihajlási hossz megegyezik a rúd hosszával. Az Útmutató ugyan említést tesz, hogy fennállhat az a lehetőség, hogy a térbeli (tiszta) elcsavarodás lesz a mértékadó bizonyos nyitott keresztmetszetű rúdelemek esetében, de ennek megvizsgálására nem ad támpontot.

6. VIZSGÁLATOK A TELJES TÖNKREMENETELI ÁLLAPOTOK ALAPJÁN Az Útmutató által használt eljárási módszer alapján a szorosan kapcsolt, összetett szerkezetek megvizsgálása során több olyan fontos tényező is akad, amely befolyással van a rúd viselkedésére, mely következtében a térbeli elcsavarodó kihajlási jelenség mértékadóvá válik. Ezek a tényezők a következők: a megtámasztási viszonyok, az alkotó keresztmetszetek keresztmetszeti osztálya és a rúd hosszúsága. Jelen tanulmány csak a rúd hosszát és az alkotóelemek számát, mint befolyásoló tényezőt vizsgálja; a többi tényező állandó: a szerkezetek minden vizsgált esetben első keresztmetszeti osztályba tartozó L profilból állnak, a megtámasztási viszonyok pedig mindkét oldalról csuklósak. A szelvény geometriai jellemzői és a folyáshatár alapján meghatározható a λ redukált karcsúság, mely ismeretében a megfelelő kihajlási görbe alapján, a szelvényvastagság és a gyártási mód figyelembevételével kiszámítható a χ kihajlási csökkentő tényező. Ezek után a nyomott elem kihajlási tervezési ellenállása (Nb,Rd) a χ csökkentő tényező függvényében meghatározható. (10) ahol: Nc.Rd A fy γM1

– – – –

a nyomott rúd képlékeny tervezési ellenállása a szelvény területe az acélanyag folyáshatárának névleges értéke parciális biztonsági tényező.

A tisztán elcsavarodó kihajláshoz meg kell határozni az Iω torzulási modulus értékét, mely nagyságrendekkel tér el a két főirányú inercianyomatéktól. A gátolt csavarási és csavarási tehetetlenségi nyomatékok meghatározásával a térbeli elcsavarodó kihajlás a következőképpen számítandó: (11) ahol: Ncr,T i0

8. ábra: Összetett szögacél keresztmetszet (2 darab L120.120.12)

Elsőnek egy egyszerűsített vizsgálattal igazolni kell a szerkezetre, hogy a két egymásra merőleges síkú hevederpár távolsága kisebb, mint az inerciasugár hetvenszerese. Ilyenkor a szorosan kapcsolt, osztott szelvényű rúd ellenőrzése tömör szelvényű rúdként történhet. Az összetett szelvényre mind az Y–Y és Z–Z tengely körüli keresztmetszeti jellemzőit meg kell határozni, amelyek alapján meghatározható, hogy a szerkezet melyik tengely körül fog elsőnek kihajolni. A kiszámított inercianyomaték és inerciasugár függvényében a két irányhoz tartozó viszonyított karcsúságok alapján táblázat segítségével megkapjuk a χ csökkentő tényezőt. Az egyenlőszárú L profil mind a két irányban a „b” kihajlási görbéhez tartozik. Minden esetben a kisebb csökkentő tényezőt kell figyelembe venni, mely megadja a rúd gyenge tengelyét is. A nyomott rúd tervezési kihajlási ellenállása: (9)

G IT Iω lt

– a rugalmas tiszta elcsavarodó kihajlási erő – a keresztmetszetnek a nyírási középpontra vonatkozó poláris inercianyomatéka – nyírási rugalmassági modulus – a teljes keresztmetszet szabad csavarási inercianyomatéka – a teljes keresztmetszet gátolt csavarási tehetetlenségi nyomatéka (a csavarási középpontra) – a rugalmas elcsavarodó kihajlási hossz.

A rugalmas elcsavarodó kihajláshoz tartozó kritikus erő meghatározása után (Ncr,T) megkapható a λ redukált karcsúsági tényező. A dimenzió nélküli karcsúság függvényében kiszámítható minden kihajlási görbe típusra a χ kihajási csökkentő tényező. A nyomott rúd végleges kihajlási ellenállása a χ csökkentő tényező függvénye. A vizsgálat során megállapítható, hogy a rúd hosszúsága nagymértékben befolyásolja, hogy melyik kihajlási állapot lesz a mértékadó. A vizsgálat egyenlőszárú párhuzamos övű szögacél teljes tönkremeneteli állapotának meghatározásával foglalkozik, amelyeknél látványos eltérések mutatkoznak a térbeli (tiszta) elcsavarodás és a síkbeli kihajlás teherbírása között.


51

9. ábra: Összetett szögacél keresztmetszet (4 darab L120.120.12)

A szelvény tanulmányozása mind az egymással szemben található 2-es összekapcsolásra, mind a 4 darabból álló (9. ábra) összetett keresztmetszetre megtörtént. Általánosságban megállapítható, hogy a kisebb merevséggel rendelkező, 2 darabból álló típus esetében nagyobb szakaszon jelent veszélyt a térbeli elcsavarodás. Az Útmutató által már ismertetett 2 darab L120.120.12es szelvény esetében a térbeli (tiszta) elcsavarodás 3,75 méter környékén lesz a mértékadó (10. ábra). Az alábbi hosszúság–teherbírási grafikonon jól nyomon követhető, hogy a hosszúság növelésével a síkbeli kihajlással szembeni ellenállás rohamosan csökken a térbeli elcsavarodási ellenállással szemben, mely azzal magyarázható, hogy az Iω értéke közel azonos a nullával. A 10. ábrából jól kivehető, hogy kis méretek esetén a térbeli (tiszta) elcsavarodó kihajlási tönkremenetel a síkbeli kihajlásra számított értéknek csupán 75%-a. Az Útmutató által választott 5 méteres hosszúság elégnek bizonyult ahhoz, hogy ne kelljen fontolóra venni a térbeli (tiszta) elcsavarodás lehetőségét. A négy darab L.120.120.12 szelvényből álló összetett szerkezet esetében a két tönkremeneteli mód választóvonala 3 méternél van (11. ábra), mely érték a merevséggel és a nagyobb gátolt csavarási inercianyomatékkal van összefüggésben. Ebben az esetben az állapítható meg, hogy ugyan a

tönkremeneteli mód váltása kisebb hosszúság esetén következik be, de a térbeli kihajlással szembeni ellenállása jóval a síkbeli kihajlási érték alatt marad. A legnagyobb eltérés az egy méteres szakasznál tapasztalható, ahol a síkbeli kihajlásra számított érték a térbeli (tiszta) kihajlási tönkremenetel 165%-a. Ez szignifikáns eltérés, mellyel számolni kell. A rövid szerkezeti elemeknél ez a jelenség igen nagy mértékű károsodásokat okozhat. Ilyen esetekben mindenképp ajánlott a rúd teljes tönkremeneteli vizsgálata.

7. TANULSÁGOK A Hartford Civic Center Arena Roof Collapse [Google] (12. ábra, 13. ábra) épület 1978. január 18.-ai katasztrófájának hátterében ez a jelenség állt. A független szakértőkből álló Loomis and Loomis Inc. csoport megállapította, hogy a csarnok beszakadása a rudak térbeli (tiszta) elcsavarodása miatt következett be. A csarnokot lefedő térrácsszerkezet számos rúdja szögacél-csillag keresztmetszetű rúd volt. A tervező és a kivetelező csapat nem számolt a görögkereszt speciális tulajdonságaival, és figyelmen kívül hagyta a térbeli (tiszta) elcsavarodás lehetőségét. A tragédia rávilágít a szögacélból szorosan kapcsolt, összetett keresztmetszetű szerkezet stabilitási problémáira, tervezési sajátosságaira.

8. ÖSSZEFOGLALÁS A tanulmány során elkészített vizsgálat alapján meghatározható bármilyen méretű szögacél-csillag alakú keresztmetszetű rúd tönkremeneteli módja és a teherbírásának mértéke. A vizsgálatoknak köszönhetően megállapítható az is, hogy az L profilból kis hézagú, szorosan kapcsolt szelvényű rúd hosszúságával komoly összefüggésben áll a tönkremeneteli mód. A térbeli elcsavarodás eshetőségét ilyen esetekben mindig meg kell vizsgálni és esetleges meglétének teljes kizárását vagy számításbavételét kell alkalmazni.

10. ábra: 2 darab L120.120.12 szelvény összehasonlító diagramja

52


11. ábra: 4 darab L120.120.12 szelvény összehasonlító diagramja

12–13. ábra: Hartford Civic Center Arena Roof Collapse

9. IRODALOM Halász O. – Iványi M. (2001): Stabilitáselmélet; Acélszerkezetek méretezésének elvei és módszerei, Akadémia Kiadó, Budapest, 2001. EN 1993 Part 1.1 (2005): Eurocode 3; Acélszerkezetek tervezése, Általános és az épületekre vonatkozó szabályok Dunai L. – Horváth L. – Kovács N. – Verőci B. – Vigh L. G.: Acélszerkezetek méretezése az Eurocode 3 alapján, Gyakorlati Útmutató, Magyar Mérnöki Kamara Tartószerkezeti Tagozat, Budapest, 2009.

Sam A. Rihani: Structural Failures: A Case Study Researched, PE, F.ASCE, SECB –September 2005. Smith E.A.-Epstein H.J: Hartford Colisium collpase- Structural collpase sequence and lessons learned. Civil Engieering ASCE 59 (1980) No.4, S.59-62 http://www.courant.com/community/hartford/hc-1978-civic-centercollapse-pg,0,6107889.photogallery http://failures.wikispaces.com/Hartford+Civic+Center+%28Johns on%29


53

Balogh Tamás tanszéki mérnök SZIE-YMÉK, Mechanika és Tartószerkezetek Tanszék

SZABÁLYOS, ACÉLSZERKEZETŰ ÉPÜLETEK OPTIMÁLIS TERVEZÉSE SZEIZMIKUS HATÁSOKRA OPTIMAL DESIGN OF REGULAR STEEL BUILDING STRUCTURES CONSIDERING SEISMIC EFFECTS Az európai szabványok bevezetésével a korábbiaknál magasabb szeizmikus hatás miatt Magyarországon is előtérbe került a koncepcionális tervezés és az optimális szerkezetválasztás, illetve ennek folyományaként a disszipatív tervezés. Jelen cikkben szabályos, központosan merevített, eltérő disszipációs képességgel rendelkező acél épületszerkezetek optimális tervezését vizsgáljuk. Az optimális megoldásokat optimálási feladat megoldásaként kapjuk, a cél a szerkezet tömegének minimalizálása volt. A vizsgálatok végrehajtásához numerikus algoritmust dolgoztunk ki, amely segítségével az optimális szerkezetkialakítás meghatározható az említett szerkezetek esetében. A vizsgálataink során, három különböző szeizmicitás és három különböző viselkedési tényező mellett, két különböző funkciójú épület esetében kerestük az optimális szerkezetkialakítást.

In Hungary since the introduction of European Standards we have to consider higher seismic effects, therefore, the optimal and dissipative seismic design became even more important. In this paper central braced and regular bracing systems with different level of energy dissipation are studied. The optimal solution is obtained by solving an optimization problem. Aim is find the optimal structural configuration with minimum construction weight. For tests a numerical algorithm was developed. Using this algorithm the above optimal structural configurations can be obtained. The optimal solutions is presented in two different loading cases considering three different level of energy dissipation and three different peak ground acceleration.

1. BEVEZETÉS Egy épület tervezése során a tervező arra törekszik, hogy olyan szerkezetet hozzon létre, amely kellő biztonsággal képes ellenállni a rá háruló hatásoknak és emellett a lehető leggazdaságosabb is egyben. A megfelelő statikai, illetve merevítőrendszer helyes megválasztása a kulcs ezen célok eléréséhez, ami különösen igaz szeizmikus hatásokra történő méretezés során, ugyanis a merevítések merevsége és száma (a) mellett a merevítőelemek elhelyezkedése (b), illetve a szerkezet disszipációs képessége (c) is döntően befolyásolja az épületre jutó terhek és a szerkezetben ébredő igénybevételek nagyságát. Ennek következtében egy optimális szerkezet sem képzelhető el optimálisan kialakított merevítőrendszer nélkül. a) A merevítések száma és merevsége a teljes szerkezet merevségét, ezáltal a rezgésidejét szabja meg. Az épület rezgésidejének függvényében változik a válaszspektrumról leolvasható tervezési gyorsulás [1. ábra], azaz a szerkezet földrengésre adott válasza, ezáltal a földrengésteher nagysága. b) Az épületek vízszintes terhek hatására, komplex, térbeli alakváltozást végeznek, amelynek része a kétirányú síkbeli eltolódás, illetve az elcsavarodás is. Egy keretekkel, vagy falakkal merevített épület a csavarást az egyes merevítőelemek síkbeli igénybevétele révén veszi fel. A csavarás szempontjából rendkívül fontos szerepet játszik az épület merevségi középpontjának elhelyezkedése, illetve az egyes merevítőelemek helyzete a merevségi középponthoz viszonyítva, ugyanis az épület öblösödési

54

1. ábra: Eltérő periódusidejű szerkezetek tervezési gyorsulásai

tehetetlenségi nyomatéka négyzetesen függ az elem csavarási középpontja és az épület merevségi középpontja közötti távolságtól. c) A szerkezet földrengés elleni méretezésekor lehetőségünk van az épületre jutó terhek csökkentésére, ha a szeizmikus terheket azon feltevés alapján határozzuk meg, hogy a szerkezetben a földrengés során képlékeny deformációk jöhetnek létre. Az épület abban az esetben is képes elviselni a földrengést, ha a teherbírása a rugalmas alapon megállapított szükséges teherbírás töredéke, amennyiben az elmozdulási képessége megfelelő. A ”képlékeny” alapon történő számítás önmagában nem elegendő, ugyanis ebben az esetben a szerkezet globális duktilitásának biztosításához az energiaelnyelő, képlékeny zónák, képlékeny csuklók duktilitását kell biztosítani. Ezt az eljárást disszipatív tervezésnek is nevezik. Az MSZ EN 1998-1:2008 szabvány értelmében (továbbiakban EC8-1, [1]) alkalmazza a válaszspektrum előállításakor az ún. viselkedési tényezőt (q), amely a szerkezet disszipációs képességét veszi figyelembe.


A feladat nemlinearitását fokozza még: – a szerkezet nemlineáris viselkedése (pl. stabilitásvesztés), – a csomópontokba befutó elemek kölcsönhatása, – a P–Δ hatás, – a tervezési kényszerek nemlinearitása (pl. külpontosan, illetve központosan nyomott rúd ellenállása), – további tervezési kényszerek (egyenletes kihasználtság biztosítása disszipatív tervezés során, túltervezés, korlátozott károk követelménye). A fent leírtak következtében egyértelműen megállapítható, hogy egy optimális szerkezet megtalálása iterációs úton, próbálgatás útján a nagyfokú nemlinearitás miatt nehézkes és hosszadalmas feladat. Továbbá az is látható, hogy egy optimális acélszerkezetű épület keresése során nem elegendő csupán a tartószerkezeti elemek tömegre vagy költségre optimalizált halmazát keresnünk, hanem egy ennél komplexebb vizsgálatot kell végrehajtanunk, amely kiterjed a merevített keretállások számára, elhelyezkedésére, illetve a merevítések disszipációs képességére is.

2. OPTIMÁLÁSI FELADAT 2.1. Az optimálási feladat felírása Egy optimálási feladat megoldásakor egy függvény (célfüggvény) szélsőértékét (maximumát vagy minimumát) keressük. A változókra elő lehet írni korlátozó 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, illetve egyenlőséggel megadott korlátozó feltételeket: (1)

A dolgozat keretén belül eltérő disszipációs képességgel rendelkező, szabályos, központosan merevített, acélszerkezetű épületeket vizsgálunk. Jelen esetben a cél az épület tömegének minimalizálása, a korlátozó feltételek pedig a tervezési kényszerek, az MSZ EN 1993-1-1:2009 (továbbiakban EC3-1-1, [2]) és EC8-1 szabványok előírásainak megfelelően: – A tartószerkezet elemeinek teherbírási határállapotra meg kell felelniük tartós és szeizmikus tervezési helyzetben (kihasználtság ≤ 100%). – A használhatósági határállapotban előírt kritériumoknak teljesülniük kell (lehajlás). – Karcsúsági kritériumok betartása. – Alaprajzilag szabályos szerkezet tervezése (szabályossági kritériumok). – Globális mechanizmus biztosítása. – Korlátozott károk követelményében lefektetett kritériumok betartása. – Épület egészét érintő használhatósági követelmények teljesítése. – P–Δ hatás mértékére előírt határérték betartása. – Az épület globális stabilitásának biztosítása.

2. ábra: A szerkezet geometriai paraméterei

Egy optimálási feladat végrehajtása során a geometriai paraméterek közül [2. ábra] a szintmagasságot (h) és a szintek számát (ns), az oszlopok távolságát X és Y irányban (a, b), az alaprajzi befoglaló méreteket (A, B) tekintettük fix paraméternek. Rögzítettük továbbá a merevítés típusát (amely lehet rugalmas-, vagy disszipatív központos andráskereszt merevítés, illetve kihajlásbiztos merevítőrúd, röviden BRB [7, 8]), anyagminőséget, az önsúly-, hasznos és szélteher mértékét, a földrengés intenzitását (alapgyorsulás, talajtípus, viselkedési tényező, fontossági tényező, válaszspektrum). Az optimálandó paraméterek (változók) voltak az oszlopok (HEA, HEB, vagy HEM szelvények) és a gerendák szelvényméretei (IPE szelvények), továbbá a merevítőrudak (rugalmas esetben téglalap alapú zárt szelvények, disszipatív esetben helyettesítő km.) keresztmetszete, illetve a merevített keretállások száma és alaprajzi elrendezése. Mivel a szerkezet kialakítására kereskedelmi forgalomban kapható szelvényeket használtunk fel, így a változók csak diszkrét értékeket vehetnek fel, ezért maga a célfüggvény sem folytonos, csupán a keresési tér bizonyos pontjaiban értelmezett. A különböző szelvényeket sorszám szerint azonosítottuk, a szükséges keresztmetszeti jellemzőket egy előre felvett adatbázisból olvassa ki az algoritmus. Ez jelenti a célfüggvény értelmezési tartományát. A felírt feladathoz rendelhető célfüggvénynek sok lokális optimuma lehetséges, ezért az „általános” optimálási módszerek (pl. Newton-módszer, vagy szimplex módszer) nem alkalmazhatók, ugyanis ezek segítségével a globális optimum megtalálása még végtelen számú iterációs lépésben sem biztosított. A feladat megoldására ezért 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. Ezeknek a módszereknek jellemzője, hogy nem garantálják teljes mértékben a globális optimum megtalálását, azonban jó beállításokkal belátható időn belül (ami a feladat komplexitása és gyakorlati szempontok miatt lényeges) a globális optimumhoz közeli megoldást kaphatunk [9].

2.2. Genetikus algoritmus A genetikus algoritmus egy hatékony, véletlenen alapuló optimumkereső eljárás, amelyet J. H. Holland fejlesztett ki az Egyesült Államokban. Érdekesség, hogy Holland célja nem optimalizálási feladat megoldása volt, hanem az evolúciót, azon belül is a szelekciót tanulmányozta. Az algoritmus működése lényegében a biológiai evolúciót utánozza le. Jól látszik ez abból is, hogy az alkalmazott kife-


55

jezések legtöbbje biológiai eredetű. Ezek az algoritmusok nem csupán a véletlenre hagyatkoznak, úgy találják meg az optimumot, hogy folyamatosan fejlesztik a keresési tér egyedeit. Először létre kell hoznunk egy kiinduló populációt, amelyből a generációk (iterációs lépések) során, különböző genetikus műveletek (kiválasztódás, keresztezés, mutáció) segítéségével új egyedek születnek. Az új egyedek számunkra már kedvezőbb tulajdonságokkal rendelkeznek, mint a megelőző generáció egyedei. Az egyedek tulajdonságait kromoszómákban tároljuk, amelyek általában bitsorozatok, vagy egész számokból álló vektorok, de különleges esetekben mátrixok is lehetnek. A kromoszómákban tárolt információkat felhasználva az ún. célfüggvény határozza meg az egyes egyedek rátermettségét. A kezdeti populáció létrehozását a véletlen határozza meg, azonban az algoritmus beállításait tanácsos úgy megválasztani, hogy a kiinduló populáció egyedei minél inkább lefedjék a keresési teret. Lényegében ezen egyedek bármelyike lehet az optimális megoldás, ezeket az algoritmus párhuzamosan kezeli. Ez különbözteti meg igazán a genetikus algoritmust a többi szélsőérték-kereső eljárástól, ugyanis a kritériumok teljesülését egyszerre több pontban is vizsgálja. Kiindulásként létrehozható nem csak egy, hanem több populáció is, ami már jobban hasonlít a természetes folyamatokra és így hatékonyabb is. A téma iránt érdeklődők a hivatkozott szakirodalomban [10] részletesebb leírást is találhatnak az algoritmusról. Munkánk során azért a genetikus algoritmust alkalmaztuk, mert jól dokumentált, működése stabil és megbízható, hasonló jellegű problémák esetén való alkalmazhatóságát a szakirodalmi kutatás során megismert példák igazolják [11, 12, 13], képes kezelni a feladat nagyfokú nemlinearitását és a keresési tér eltérő pontjaihoz tartozó optimális megoldásokat párhuzamosan kezeli.

2.3. A rátermettségi függvény Az egyedeket nem közvetlenül a szerkezet tömege alapján rangsoroljuk, hanem minden egyedhez hozzárendelünk egy ún. rátermettségi értéket (vagy fitness értéket). Ezt, az egyedekhez rendelhető értéket a rátermettségi függvénynyel (fitness function) számítjuk ki. A rátermettségi értéket a szerkezeti elemek kihasználtsága (η) alapján számítjuk: (2) ahol Ed a hatásokból számítható igénybevétel tervezési értéke, Rd pedig az elem ellenállásának tervezési értéke. Az i-edik elem rátermettségi értéke ezek alapján: (3) ahol ηi(x) az i-edik elem kihasználtsága, Ai a keresztmetszeti terület, γ az acél fajsúlya (78,5 kN/m3) és li az elem hossza. A változók kromoszómaszerű adatstruktúrában (vektor) való tárolása a feladat térbeli jellege miatt túlzottan elbonyolította volna a mutációs és rekombinációs műveleteket, ezért a változókat, a térbeli elhelyezkedésüknek megfelelő indexeléssel, egy x mátrixban tároltuk. Bizonyos tervezési kényszerek (pl. globális stabilitás, korlátozott károk követelménye) nem köthetők kihasználtsághoz, ezért az elemek rátermettségi értékének összege nem a képes reprezentálni a szerkezet teljes rátermettségi ér-

56

tékét. Ebből kifolyólag a szerkezet egészét érintő (globális) tervezési kényszerekhez is hozzárendeltünk rátermettségi értékeket, amelyeket a 1e+7-nél nagyobb értékre vettünk fel. A szerkezet rátermettségi értéke ezek alapján: (4) ahol n a szerkezeti elemek száma, k a globális tervezési kényszerek száma.

3. NUMERIKUS ALGORITMUS A vizsgálatokhoz számítógépi numerikus algoritmust dolgoztunk ki a szerkezet egyszerűsített numerikus analízisére (lineáris statikus és modális válaszspektrum analízis), a szerkezeti elemek ellenőrzésére és az optimálási feladat megoldására (genetikus algoritmus). A program fejlesztését MATLAB rendszerben végeztük.

3.1. A szerkezet egyszerűsített analízise Az algoritmus ezen része egy lineáris végeselem-számítás, amely magában foglalja továbbá a terhek és igénybevételek számítását tartós és szeizmikus tervezési helyzetben, végrehajtja a szerkezet és a szerkezeti elemek ellenőrzését teherbírási és használhatósági határállapotokban, végül számítja az egyedek rátermettségi értékét (rátermettségi függvény).

3.1.1. Az épület merevségi mátrixa A vizsgált épület térbeli ugyan, azonban a számítási idő csökkentése érdekében közelítő modellfelépítéssel síkbeli feladatra vezethetjük vissza a problémát, így 12 szabadságfokú végeselemek helyett elegendő 6 szabadságfokú, C (1) folytonos gerenda végeselemek alkalmazása. Az említett közelítő modellfelépítés során a födémeket merev tárcsának tekintettük, amelyek a vízszintes terhekből származó alakváltozás során úgy dolgoztatják együtt a kereteket, hogy azokat a saját síkjukban eltolják. A födémek együttdolgoztató hatását úgy modelleztük, hogy a térbeli szerkezet kereteit egymás mellé helyeztük, és azokat szintenként elhelyezett „végtelen” merev, mindkét végén csuklós rúddal kapcsoltuk össze [14] [3. a) ábra]. A teljes szerkezet merevségi mátrixának összeállítása során ezt úgy tehetjük meg, hogy a kérdéses csomópontokat egy olyan gerendaelemmel kapcsoljuk össze, amely csak a többi elemhez képest relatíve végtelen normálmerevséggel rendelkezik. A födémeket nem tekintettük a gerendákkal együttdolgozónak, illetve azzal a feltételezéssel éltünk, hogy a keletkező normálerőt teljes egészében a födém viseli, ugyanis normálmerevsége a gerendákhoz viszonyítva rendkívül nagy.

3. ábra: Számítási modell a) síkbeli közelítő modell b) többszabadságfokú rúdmodell


A megtámasztásokat a merevségi mátrix felépítésekor rugókkal modelleztük. Ezt úgy hajthatjuk végre, hogy a támasznál lévő csomópont főátlóbeli blokkjához hozzáadunk egy segédmátrixot, amely a rugóállandókat (eltolódási és elfordulási) tartalmazza [15]. A kutatás jelen szakaszában a megtámasztásokat merevnek tekintettük (csuklós megtámasztás esetén a két eltolódási, befogás esetén a két eltolódási és az elfordulási rugóállandót relatíve végtelen nagyra választva). A későbbiekben a vizsgálatok kiterjeszthetők az altalaj vagy az alapozás hatásának vizsgálatára.

3.1.2. A szerkezetre ható terhek önsúly és esetleges terhekből Az épületet érő hatásokat önsúlyból, illetve szél-, hó- és hasznos terhekből az MSZ EN 1991-1-1:2005, MSZ EN 1991-1-3:2005 és MSZ EN 1991-1-4:2007 ([3], [4] és [5]) szabványok előírásai alapján határozzuk meg. A kiszámított terhekből az MSZ EN 1990:2005 szabvány [6] előírásai alapján állítjuk elő a szükséges teherkombinációkat, majd a terheket a terhelő felülettel szorozva a csomópontokra redukáljuk.

3.1.3. Földrengésből származó terhek számítása A földrengésből származó terheket egy lineárisan rugalmas, dinamikai számítással, az ún. modális válaszspektrumanalízissel számítja az algoritmus. A modális analízis során az egyes rezgésalakokat és a hozzájuk tartozó sajátkörfrekvenciákat egy sajátérték-feladat megoldásaként kaphatjuk. A számítás elvégzéséhez a szerkezet merevségi, illetve tömegmátrixára is szükségünk van. Már rendelkezésünkre áll a végeselem-számításhoz előállított merevségi mátrix, azonban a rengeteg sajátérték és sajátvektor kiszámítása sok időt venne igénybe és igazából felesleges is. A szeizmikus terhek számítása során ezért a számítás gyorsítása és az átláthatóság érdekében újabb közelítést alkalmaztunk. Létrehozzuk a teljes szerkezet helyettesítő modelljét, egy többszabadságfokú rúdmodellt [3. b) ábra]. Az eljárás részletes ismertetése megtalálható a szakirodalomban [16]. A tömegeket szintenként egy pontba koncentráltuk. Ennek a modellnek annyi rezgésalakja lesz, ahány szintje van az épületnek. A terheket először erre az egész szerkezetet reprezentáló rúdmodellre határozhatjuk meg, majd a szintenkénti koncentrált terhet a csomópontokra szétosztva számíthatjuk az igénybevételeket. A modális válaszokat és a térbeli hatásokat az ún. SRSS összegzés segítségével (a hatások négyzetösszegének négyzetgyökét számítva) összegeztük. Az EC8-1 előírásai szerint a szerkezet méretezésekor egy 5%-os mértékű, véletlen külpontosságot is figyelembe kell vennünk (4. ábra). Az alkalmazott közelítő statikai modell ebből a véletlen külpontosságból származó csavarást nem képes megfelelően figyelembe venni. A véletlen külpontosságot úgy vesszük figyelembe, hogy a csavarás hatását figyelmen kívül hagyva számítjuk a szerkezetben ébredő igénybevételeket, majd a szakirodalomban [16] az egyes merevítőelemekre jutó teherhányad számítására javasolt képlet (5) szorzótényezőjét felhasználva az elemekben ébredő igénybevételeket felszorozzuk: (5) ahol Fi az i-edik merevítő keretállásra jutó teher, F a teljes földrengésteher, L az épület szélessége, ly a szélső merevítőelemek közötti távolság és n a merevítőelemek száma.

4. ábra: A véletlen külpontosság hatása

3.1.4. Szerkezet ellenőrzése A szerkezeti elemek ellenőrzését az EC3-1-1 és az EC8-1 szabványok előírásai szerint végzi az algoritmus. Mivel a vízszintes terhek elosztásából származó normálerőt a gerendákhoz képest rendkívül nagy normálmerevségükből kifolyólag a födémek veszik fel, ezért a gerendák esetében a hajlítás a mértékadó. Az oszlopok a váz kialakításától függően központosan, illetve külpontosan igénybe vett elemek lehetnek. Abban az esetben, ha sarokmerev keretvázat vizsgálunk, az oldalirányú teher hatására kilendülő szerkezetben az oszlopok valódi kihajlási hosszát a csatlakozó szerkezetek merevsége határozza meg. A kihajlási hosszakat ULS határállapotban a vizsgált szint αcr és az elem αult,k teherszorzóiból viszonyított karcsúságot számítva a következő módon határozhatjuk meg: (6)

ahol λ a karcsúság, i az inerciasugár, αult,k a keresztmetszet képlékeny ellenállásának eléréshez tartozó legkisebb teherszorzó, fy a folyáshatár, E a rugalmassági modulus. Az αcr kritikus teherszorzó meghatározása az EC3-1-1 szabványban közölt közelítő formula (7) segítségével történik: (7) ahol HEd a vízszintes terhekből származó nyíróerő tervezési értéke az adott szint alján, VEd a teljes függőleges teher tervezési értéke az adott szint alján, h az emeletmagasság és δH,Ed a szinten mérhető eltolódáskülönbség az összes vízszintes teherből. Földrengési terhekre való ellenőrzéskor az oszlopok kihajlási hosszát nem az előbb vázolt módon számítjuk, hanem hálózati hosszal vesszük egyenlőnek, ugyanis a vízszintes teherből származó kilendülést a P–∆ hatás számításával figyelembe vesszük. A merevítőrácsozat elemei egyszerűen központosan húzott, vagy nyomott elemek lehetnek. Abban az esetben, ha a földrengésre való méretezés során egy kvázi rugalmas szerkezetet (q ≤1,5) vizsgálunk, akkor a nyomott elemeket kihajlásra ellenőrizni kell. Az épület globális stabilitásának ellenőrzését (7) felhasználásával, az épület kritikus teherszorzóját számítva, összehasonlítva a szabványban [2] adott kritériummal hajtjuk végre. Kvázirugalmas épület tervezésekor nem vesszük figyelembe a szerkezet duktilis viselkedését, a szerkezetre ható terheket q=1,5 viselkedési tényezővel számítjuk. Ez az


57

érték a szabvány szerinti épületeknél mindig alkalmazható. Ebben az esetben a terhek meghatározása után a tartószerkezet méretezése nem tér el az eddig megszokott elvektől. Disszipatív szerkezetek esetén (jelen esetben CBF q=4, BRB merevítés q=7) a szerkezeti elemek ellenőrzésénél a kapacitástervezés szabályai szerint járhatunk el. Kapacitástervezés során a legtöbb energiát elnyelni képes mechanizmus létrejöttét segítjük elő. Első lépésben a felvett viselkedési tényezőt felhasználva kiszámítjuk a földrengésből származó terheket és a keletkező igénybevételeket. A képlékeny csuklókat (amelyek jelen esetben a húzott merevítőrudak) ezekre a terhekre ellenőrizzük, és meghatározzuk a kihasználtságokat. Globális mechanizmus kialakulására törekszünk, ugyanis a szerkezet így képes a legtöbb energiát elnyelni. Ennek biztosításához jól kontrollált szerkezetet kell terveznünk, mely úgy érhető el, ha a magasság mentén egyenletes kihasználtságot biztosítunk a disszipatív elemekben, illetve ezen elemek maximális kihasználtságára törekszünk. Mindenképpen biztosítanunk kell, hogy a képlékeny mechanizmus kialakulása előtt a szerkezet nem disszipatív elemeiben ne következhessen be tönkremenetel. Ezt a szabvány [1] a nem disszipatív elemek túltervezése révén biztosítja: (8) ahol EEd,G a függőleges terhekből, míg EEd,E a földrengésből származó igénybevétel tervezési értéke, Ω a képlékeny csukló tervezett és szükséges teherbírásának hányadosa [Ω=min(Ωi)], γov az ún. túlterhelési tényező (a tényleges és tervezett folyáshatás hányadosa), γ biztonsági tényező.

3.2. Az optimáló algoritmus A második modul hajtja végre az optimalizálást genetikus algoritmus segítségével. Lényegében az algoritmus a szerkezeti elemek szempontjából különböző, de a felhasználó által megkövetelt egyéb jellemző szempontjából azonos épületeket értékeltet az első modul segítségével, majd a kapott eredmények alapján változtatásokat hajt végre az épületeken.

3.2.1. Kiinduló populáció A kiinduló populáció felvételét a véletlen számgenerálás szabja meg, azonban bizonyos korlátokat is elő kell írni, ugyanis a számítógép túlságosan sok alkalmatlan egyedet hozna létre, ami sok felesleges számítás elvégzését is jelentené. Előzetes közelítő számítások segítségével az algoritmus meghatározza a gerendákban ébredő mértékadó nyomatékokat és az oszlopokban ébredő normálerőket. Ezek után szükséges keresztmetszeti jellemzőket számítva (oszlopok esetében, tekintettel a stabilitásvesztésre, csupán az ellenállás 60%-át veszi figyelembe) csökkenti a keresési teret.

3.2.2. Genetikus műveletek – szelekció, keresztezés, mutáció A feladat jellegéből adódóan az algoritmus egyenletes keresztezést alkalmaz, ugyanis a vizsgált épületek „géntérképe” nem írható le célszerűen egyetlen számsorozattal (2.3. pont). Az egyenletes keresztezés során az utód egy adott génje 0,5-es valószínűséggel egyik vagy másik

58

szülő génje lesz. A keresztezésben részt vevő egyedek („szülők”) kiválasztódását a szelekció határozza meg, melyben a véletlen nagy szerepet játszik. A kiválasztódási rátát (egy arányszám, amely meghatározza, hogy az összes egyed közül hány vehet részt új egyedek létrehozásában) paraméteres vizsgálat keretében állítottuk be (3.2.3. pont). Az optimalizáló algoritmus, futása során az egyedek közül, az eliteket kivéve (olyan egyedek, amelyek a populációban a legjobb tulajdonságokkal rendelkeznek), véletlenszerűen választ, majd egy vagy több génjüket megváltoztatja, ezáltal új tulajdonságú elemeket hoz létre. A mutáció elsődleges funkciója a keresési tér újabb területeinek felkutatása. A következő mutációs műveletek lettek definiálva, amelyeket az algoritmus nem egyszerre alkalmaz, hanem véletlenszerűen választ: – Az oszlopok véletlenszerűen kiválasztott 20%-ának szelvényméretét véletlenszerűen +1 vagy –1 értékkel változtatja meg. – Az X, illetve Y irányú gerendák véletlenszerűen kiválasztott 50%-ának szelvényméretét véletlenszerűen +1, vagy –1 értékkel változtatja meg. – Az X, illetve Y irányban felvett merevítések szelvényméreteit egy szinten véletlenszerűen +1, vagy –1 értékkel változtatja meg. – Véletlenszerűen választott elemek keresztmetszeteinek (amelyek oszlopok és gerendák is lehetnek) kihasználtság függvényében való változtatása.

3.2.3. Az algoritmus paramétereinek beállítása Az algoritmus hatékonyságát és a konvergencia sebességét nagymértékben befolyásolják a genetikus algoritmus paraméterei, ezért ezek értékeinek megfelelő megválasztása kulcsfontosságú. Az algoritmus futását befolyásoló paraméterek: 1. a populáció mérete (az optimálás során alkalmazott egyedek száma), 2. generációk száma (az iterációs lépések száma), 3. elit ráta (az elit egyedek aránya a teljes populációhoz viszonyítva), 4. mutációs ráta (segítségével azt adhatjuk meg, hogy egy iterációs lépésben az egyedek mekkora hányada vehet részt a mutációban), 5. rekombinációs ráta (azon egyedek aránya, amelyek részt vehetnek a szelekcióban és az új egyedek létrehozásában). A paraméterek közel optimális értékeinek meghatározásához öt különböző beállítás mellett, az optimálást egy fix merevítőrendszer topológiával rendelkező példaszerkezet esetében egymás után többször elvégezve, paraméteres vizsgálat keretében vizsgáltuk az algoritmus konvergenciáját. Összesen 45 vizsgálatot végeztünk el, amelyek részletei megtalálhatók a hivatkozott munkában [17].

3.2.4. Többpopulációs genetikus algoritmus A vizsgálatok során nyert tapasztalatok világossá tették számunkra, hogy eltérő merevítőrendszerrel rendelkező szerkezetek mutációja, illetve keresztezése nem célszerű, ugyanis az oszlopokban ébredő normálerő nagysága döntően függ attól, hogy az adott oszlophoz csatlakozik-e merevítés vagy sem. A merevítések helyének variálása keresztezéssel vagy mutációval egyértelműen rosszabb ered-


ményre vezet, ugyanis a megváltozott helyzetben bizonyos oszlopok egyszerűen nem felelnének meg, míg mások alig lennének kihasználva. Tehát abban az esetben, ha a merevítések helye, illetve száma is változó, más módszerhez kell folyamodnunk. Megoldást nyújthat az ún. többpopulációs genetikus algoritmus alkalmazása, amely egyszerre több populációt kezel és fejleszt, ugyanis segítségével eltérő merevítőrendszerű épületek versenyeztetésére nyílik lehetőség. Az első lépésben az algoritmus létrehoz 10 különböző (eltérő merevítőrendszerrel rendelkező) populációt, amelyek egyenként 20 egyeddel rendelkeznek. A versenyeztetés lényegében ezen populációk párhuzamos optimálását jelenti. Minden 20. iterációs lépésben (azt tapasztaltuk ugyanis, hogy nagyjából a 20. generáció után az eredmények már csak ”finomodnak”) az algoritmus, a szerkezeti tömeg alapján összehasonlítja a populációkat, és a 4 legjobb konfigurációt megtartja, a többit lecseréli. Az újonnan felvett populációk esetében a merevítőrendszer topológiájának felvétele véletlenszerűen történik, a szerkezeti elemek keresztmetszeteit a megtartott populációk egyedeinek keresztezése révén veszi fel az algoritmus. A 60. iterációs lépés után az algoritmus csak a legjobb két konfigurációt tartja meg, az egyedek számát keresztezéssel populációnként 50-re, összesen 100-ra emeli. A 100. iterációs lépést elérve a legkisebb tömegű szerkezetet tekinti az algoritmus az optimálás eredményének.

4.1. A vizsgált paramétertartomány A vizsgálat során, összesen 18 szerkezet esetében, az optimálás végeredményeként kapott szerkezetek eredményei alapján, három különböző viselkedési tényező és szeizmicitás mellett vizsgáltuk a kialakítható szerkezetek tömegét, merevségét, a fölrengésből származó terhek nagyságát, a rezgésjellemzőket, az alapozásra ható mértékadó terhek nagyságát, a maximális tetőponti eltolódást és a másodrendű hatások mértékét. A vizsgált szerkezetek legfontosabb adatait az 1. táblázat tartalmazza, összhangban a 2.1. ponttal. A vizsgált épületek sarokmerev vázzal rendelkeznek, amelyek csuklósan kapcsolódnak az alapozáshoz. Az optimálást közepes (C típusú) talajt, γI=1,0 fontossági tényezőt és 5%os belső csillapítást felvéve végeztük el. A kutatás jelen szakaszában a kidolgozott algoritmus egyelőre jelentős erőforrásigénnyel rendelkezik [17], a 16 000 kiértékelést végző algoritmus futási ideje megközelítette a 20 órát. Annak érdekében, hogy kihasználhassuk a szimmetriát, négyzet alaprajzú épületeket vizsgáltunk, továbbá egyelőre nem vizsgáltuk a talaj, illetve a szintszám változtatásának hatását sem. Az eredmények elemzése során erre tekintettel kell lennünk.

4.2. Eredmények 4.2.1. Merevítőrendszer topológiák A vizsgálatok során mindkét funkció esetén eredményül kapott topológiákat mutatja a 5. ábra, a viselkedési tényező és az alapgyorsulás függvényében. Az ábrát elemezve elsőre meglepőnek tűnhet, hogy a kapott topológiák esetében a merevítések nem az épület legszélén találhatóak (a nagyobb csavarási merevség, illetve a csavarásból keletkező kisebb igénybevételek érdekében),

4. VIZSGÁLAT A kutatás eddigi eredményeinek bemutatására andráskereszt-merevítésekkel (BRB esetében átlós merevítés) központosan merevített szerkezetekre határoztuk meg az optimális megoldásokat. 1. táblázat: A vizsgálatba bevont épületek adatai A [m]

a [m]

B [m]

b [m]

H [m]

h [m]

Födém önsúlya [kN/m2]

Funkció

1

30

6

30

6

12

4

6,5

lakás

0,08

1,5

2

30

6

30

6

12

4

6,5

lakás

0,15

1,5

3

30

6

30

6

12

4

6,5

lakás

0,3

1,5

4

30

6

30

6

12

4

6,5

lakás

0,08

4,0

5

30

6

30

6

12

4

6,5

lakás

0,15

4,0

6

30

6

30

6

12

4

6,5

lakás

0,3

4,0

7

30

6

30

6

12

4

6,5

lakás

0,08

7,0

8

30

6

30

6

12

4

6,5

lakás

0,15

7,0

9

30

6

30

6

12

4

6,5

lakás

0,3

7,0

10

30

6

30

6

12

4

8,0

üzlet

0,08

1,5

11

30

6

30

6

12

4

8,0

üzlet

0,15

1,5

12

30

6

30

6

12

4

8,0

üzlet

0,3

1,5

13

30

6

30

6

12

4

8,0

üzlet

0,08

4,0

14

30

6

30

6

12

4

8,0

üzlet

0,15

4,0

15

30

6

30

6

12

4

8,0

üzlet

0,3

4,0

16

30

6

30

6

12

4

8,0

üzlet

0,08

7,0

17

30

6

30

6

12

4

8,0

üzlet

0,15

7,0

18

30

6

30

6

12

4

8,0

üzlet

0,3

7,0


Alapgyorsulás Viselkedési tényező [g] [q]

59

5. ábra: Merevítőrendszer topológiák

4.2.2. Kvázirugalmas szerkezet A vizsgálataink során kapott eredmények (az esetek nagy többségében az oszlopok kihasználtsága meghaladta a 90– 95%-ot, [17]) azt mutatták, hogy kvázirugalmas szerkezetek esetében nem feltétlenül a merevítőrudak maximális kihasználása révén érhetünk el optimális kialakítást, ugyanis az oszlopok kihajlási hossza nagymértékben függ a szerkezet merevségétől. Kvázirugalmas esetben a merevítőrudak kihasználtságára nem helyeződik akkora hangsúly, ugyanis a szerkezet elemeit nem kell a túlterveznünk. A szükségesnél 2–3 szelvénymérettel nagyobb szelvény a szintet oldalirányban jobban megtámasztja, ezáltal az oszlopok kihajlási hosszát csökkenti.

60

4.2.3 Alapnyíróerő alakulása a viselkedési tényező függvényében A disszipatív szerkezetek előnye a kvázirugalmas szerkezetekkel szemben, hogy a szerkezetre ható terhek nagymértékben csökkenthetők. A számítások eredményeként kapott fajlagos alapnyíróerőket lakásfunkció esetén a 6. ábra szemlélteti. A földrengésterhek csökkenésének előnye, a szerkezet tömegének csökkenésén túl, hogy a kisebb terhek miatt jelentősen spórolhatunk az alapozás és a kapcsolatok költségén. Az ábra alapján az látható, hogy moderált szeizmicitás mellett is van létjogosultsága a disszipatív szerkezetek tervezésének, így hazánkban is.

[Alapnyíróerő/∑G]

hanem egy raszterrel beljebb helyezkednek el. A jelenség oka az, hogy a függőleges terhekből eltérő mértékben részesülnek a szerkezet egyes oszlopai, a sarkon és a széleken lévő oszlopokra jut a legkisebb, a belső oszlopokra pedig a legnagyobb teher. Ha úgy alakítjuk ki az épület merevítőrendszerét, hogy a merevítés az alaprajz sarkán, vagy szélén elhelyezkedő oszlophoz kapcsolódik, akkor előfordulhat, hogy a vízszintes teher okozta nyomatékból ébredő normálerő nagyobb, vagy összemérhető a függőleges teherből származó normálerővel. Ennek következtében a sarok- és szélső oszlopok csak egy, az eredetinél jóval nagyobb szelvényből alakíthatóak ki, ami jelentős többlettömeget jelent. A közbenső oszlopokban azonban a függőleges terhekből nagy normálerők ébrednek, ezért ha közbenső oszlophoz csatlakozik merevítés, akkor nem szükséges olyan mértékben növelni a szelvényméretet. Továbbá mivel a rúd karcsúsága a kihajlási hossz és az inerciasugár függvénye, a nagyobb keresztmetszetű és merevségű oszlopokat jobban ki tudjuk használni. A véletlen külpontosságból származó csavarás miatt így nagyobb terhek hatnak az egyes keretekre, azonban az eredmények azt mutatták, hogy ennek hatása nem olyan jelentős. A földrengésterhek felvételében szinte kizárólagosan a merevített keretállások vesznek részt, és az eredményül kapott topológiáknál a növekmény csupán ~6%-ra adódik. Ez a növekmény nagyobb raszterszám esetén még kisebb, így a több raszterből álló épületek esetén különösen igaz lehet, hogy optimális szerkezet eléréséhez a merevítéseket nem az épület legszélén célszerű elhelyezni. Ezen eredmény igazolásához és általánosításához mindenképpen kiterjedtebb vizsgálatokra lesz szükség a későbbiekben.

1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0

0,08 g 0,15 g 0,3 g

0

2

4

6

8

Viselkedési tényező [q]

6. ábra: Az alapnyíróerő változása a viselkedési tényező függvényében (lakásfunkció)

Az eredmények azt mutatták, hogy a szeretetekre ható földrengésterhek nagyságának csökkenése meghaladja a viselkedési tényezők arányát és annál nagyobb mértékű csökkenés tapasztalható. A jelenség oka, hogy a kisebb terhek viselésére kisebb merevséggel rendelkező szerkezet is elegendő, ezáltal az épület rezgésének periódusideje nő, így a válaszspektrumból kisebb tervezési gyorsulásokkal kell számolnunk

4.2.4. Az épület merevségének változása Disszipatív szerkezetek esetében a terhek, és ezáltal a merevítések keresztmetszete is csökken. A szerkezet merevségének csökkenése következtében az épület rezgésének periódusideje megnő. Ezt támasztották alá eredményeink is (7. ábra). Az első rezgésalak periódusidejének növekedése q=1,5 és q=7,0 között kis gravitációs terheknél, 0,08 g gyorsulás mellett 51%-ra, 0,15 g-nél 101%-ra, míg 0,3 g-nél 77%-ra adódott. Közel kétszer akkora periódusidőhöz, a tömeget


Vigh László Gergelynek és külső konzulensemnek, Szalai Józsefnek. Útmutatásuk és a konzultációk alkalmával nyújtott segítségük nélkül a dolgozat nem jöhetett volna létre. Köszönettel tartozom továbbá Bagó Zoltánnak, a Star Seismic Europe Kft. ügyvezető igazgatójának, aki a kihajlásbiztos merevítőrudakkal (BRB) kapcsolatosan szakmai tanácsokkal és műszaki adatokkal segítette a munkámat.

7. FELHASZNÁLT IRODALOM 7. ábra: X irányú, első rezgésalakhoz tartozó periódusidő változása (lakásfunkció)

konstansnak feltételezve, megközelítőleg negyed akkora merevség tartozik, amely megmutatja, hogy a nagy viselkedési tényezővel tervezett, disszipatív szerkezetek merevsége jóval elmarad a kvázirugalmas szerkezetek merevségétől. A merevség ilyen mértékű csökkenése révén a tervezés során előtérbe kerülnek a másodrendű hatások és a korlátozott károk követelményének teljesülése is. Ez az oka annak, hogy q=7,0 viselkedési tényező mellett, 0,08 g-nél közel olyan merevségű szerkezetet kaptunk eredményül, mint 0,15 g gyorsulás mellett.

5. ÖSSZEFOGLALÁS Jelen cikkben eltérő disszipációs képességű, alaprajzilag szabályos, központosan merevített, acél épületszerkezetek optimális tervezését vizsgáltuk. A vizsgálatok elvégzéséhez numerikus algoritmust dolgoztunk ki, melynek beállításához paraméteres vizsgálatokat végeztünk el. A paraméteres vizsgálatok igazolták az algoritmus működőképességét és stabil működését. A tartószerkezeti vázelemek optimális keresztmetszetének meghatározásán túl, különböző szerkezeti rendszerek eredményeinek összehasonlítása révén, a felvett paraméter-tartományon belül vizsgáltuk a merevítőrendszer optimális topológiai kialakítását, a rezgésjellemzőket, a szerkezetre ható terheket. Az eredményeink megmutatták, hogy disszipatív szerkezet tervezésének moderált szeizmicitás mellett is van létjogosultsága, ugyanis a szerkezet tömegének csökkenésén kívül jelentősen csökkenhetnek az alapozás és kapcsolatok költségei is. További eredmények és részletesebb értékelés található a hivatkozott munkában [17]. A téma számos továbblépési lehetőséget rejt magában. A vizsgálatainkat mindenképpen ki kívánjuk terjeszteni tágabb paraméter-tartományra (szintszám, alapterület stb.), továbbá a rátermettségi értéknek egy jóval komplexebb költségtényezőt kívánunk alkalmazni, amely magában foglalja majd az alapozás és a kapcsolatok költségét is. Az eredmények pontosítása érdekében a későbbiekben szükséges a konvergenciát befolyásoló paraméterek még pontosabb beállítása és ezekkel a paraméterekkel nagypopulációs vizsgálatok lefolytatása.

6. KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS Jelen cikk alapja egy, a Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem Hidak és Szerkezetek Tanszékén készített diplomamunka volt. Ezúton szeretnék köszönetet mondani tanáromnak és egyben belső konzulensemnek,

1. MSZ EN 1998-1:2008; Eurocode 8: Tartószerkezetek tervezése földrengésre. 1. rész: Általános szabályok, szeizmikus hatások és az épületekre vonatkozó szabályok 2. MSZ EN 1993-1-1:2009; Eurocode 3: Acélszerkezetek tervezése. 1-1. rész: Általános és az épületekre vonatkozó szabályok 3. MSZ EN 1991-1-1:2005; Eurocode 1: A tartószerkezeteket érő hatások. 1-1. rész: Általános hatások. Sűrűség, önsúly és az épületek hasznos terhei 4. MSZ EN 1991-1-3:2005; Eurocode 1: A tartószerkezeteket érő hatások. 1-3. rész: Általános hatások. Hóteher 5. MSZ EN 1991-1-4:2007; Eurocode 1: A tartószerkezeteket érő hatások. 1-4. rész: Általános hatások. Szélhatás 6. MSZ EN 1990:2005; Eurocode: A tartószerkezetek tervezésének alapjai 7. www.starseismic.eu: Preliminary design of 2010 BRBF system, use of equivalent force method. 8. Zsarnóczay Ádám, Vigh László Gergely (2011) Experimental analysis of buckling restrained braces: Performance evaluation under cyclic loading. Proc. EUROSTEEL 2011. Budapest. pp. 945-950. 9. Balogh Sándor: Többszempontú gazdasági döntéseket segítő genetikus algoritmus kidolgozása és alkalmazásai – Phd. értekezés. Debrecen, 2009. 10. Goldberg D. E. (1989). Genetic Algorithm in Search, Optimization, and Machine Learning, Kluwer Academic Publishers, Boston, MA 11. S-Y.Chen and S. D. Rajan, „A Robust Genetic Algorithm for Structural Optimization”, Struct Eng Mech, 10-4, 313-336, 2000. 12. M. S. Hayalioglu, S. O. Degertekin: Minimum cost design of steel frames with semi-rigid connections and column bases via genetic optimization. August 2005 Computers and Structures, Volume 83 Issue 21-22 Publisher: Pergamon Press, Inc. 13. Using genetic algorithm for the optimization of seismic behavior of steel planar frames with semi-rigid connectionsby: Asghar Oskouei, Sahand Fard, Orhan Aksogan. Structural and Multidisciplinary Optimization (6 September 2011), pp. 1-16. 14. Zalka K. A.: A simple method for the deflection analysis of tall wall-frame building structures under horizontal load. The Structural Design of Tall and Special Buildings, 18 (2009), No3, 291-311. 15. Bojtár Imre, Gáspár Zsolt: A végeselemmódszer matematikai alapjai. BME Tartószerkezetek Mechanikája Tanszék, Jegyzet; Budapest, 2009. 16. Dulácska Endre, Joó Attila, Kollár László: Tartószerkezetek tervezése földrengési hatásokra. Akadémiai Kiadó; Budapest, 2008.


61

Aguilar Gabriella egyetemi hallgató Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetemen

SZABADTÉRI SZÍNPAD LEFEDÉSE ACÉLSZERKEZETTEL COVERING OF AN OPEN-AIR STAGE BY STEEL STRUCTURE A Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetemen szerkezetépítő szigorló hallgatóként a Hidak és Szerkezetek Tanszéken készítettem diplomamunkámat. Diplomatervem témájának olyan tervezési feladatot szerettem volna választani, amelyben a szerkezetnek az erőtani megfelelőség mellett valamilyen különleges követelménynek is eleget kell tennie. A Margitszigeti Szabadtéri Színpad részleges lefedésének ter vezésénél e rendhagyó feltételt a funkció jelentette. Ezért a tetőszerkezet kialakítása akusztikai, színpadtechnikai szempontok szerinti tervezéssel kezdődött. Ezután következhetett csak a rendeltetést kiszolgáló tartószerkezet erőtani tervezése.

As a structural engineering student I completed my diploma work at the Department of Structural Engineering of the Budapest University of Technology and Economics. Searching for the subject of my diploma work I would have liked to choose a designing task where beside the static compliance the structure has to comply with a certain special requirement. In the case of the covering of the open-air stage on the Margaret Island, the function meant this special requirement in the designing process. Thus shaping the structure the initial step was the planning from the point of view of acoustics and scene technique. Only after this phase could the static design of the structure be started.

TANULMÁNY

TEREMAKUSZTIKA

A MARGITSZIGETI SZABADTÉRI SZÍNPAD MÚLTJA ÉS JELENE

Egy terem akusztikailag megfelelő, ha az előadás helyén elhangozottak a nézőtér és az előadóhely minden pontjában tisztán érthetőek. Mivel a hang is egy fizikai hullám, az akusztikai tünemények megmagyarázhatók a hangtani törvények figyelembevételével, vagyis a tapasztalt jelenségek logikusan leírhatók, így egy terem akusztikája előre megtervezhető. A tervezés során a jó hangzás érdekében csak a terem méreteit, alakját, szerkezetét és a falak anyagát kell figyelembe venni. Az egyetlen forrásból kiinduló hang a közönséghez több úton és közegen keresztül juthat el, melyek együttesét érzékeli a néző. Az érzékelt hang a közvetlenül érkező és a visszavert, valamint a rezonancia által erősített hangokból áll. Ezen hangsugarak megfelelő irányításával érhető el a hang erősítése, gyengítése vagy tompítása. A szerkezet anyaga, borítása a visszaverődést és a rezonanciát, a szerkezet típusa és geometriája pedig csupán a rezonanciát befolyásolja [3].

A Margitszigeti Szabadtéri Színpad az ország egyetlen állandó szabadtéri színpada. A Budapest Nyári Fesztiválnak is helyet adó színpadon kezdetek óta nagyoperettek, klasszikus balettek és operák, valamint az utóbbi évtizedekben rockoperák és musicalek kerülnek bemutatásra. Hazánk neves énekesei és zenészei mellett minden évben számos világhírű együttes és előadóművész lép fel itt [1]. A színpad festői környezetének egyetlen szépséghibája a jelenlegi színpadi lefedés. E megoldás szinte semmilyen kívánalomnak nem felel meg. A színpad a színházi szezonban fapadlózatot kap, és egy íves rocksátor védi az esőtől. A téli időszakban a színpad deszkáit felszedik és a színpadi lefedés kék ponyváját is elteszik. A nyári előadássorozat időszakában a színpadot újraépítik és visszakerül a ponyva is. A jelenlegi lefedés egyetlen funkciója a nyári időszakban a színpad és a zenekari árok időjárással szembeni védelme lenne, amit nem elégít ki. A ponyvát tartó acélszerkezet túl magas és nem nyúlik ki a zenekari árok fölé sem, ezért az eső rendszerint eláztatja a színpadot. A szerkezet helyzete miatt a nézőtér egy részéről élvezhetetlen az előadás, mivel a színpad több mint fele takarásban van [2]. A szabadtéri színpad jelenlegi üzemeltetője, a Szabad Tér Színház Nonprofit Kft. szeretné, ha egy olyan állandó lefedés épülhetne a színpad és a zenekari árok fölé, mely nem csak az időjárás viszontagságaitól védené azt, de abban is segítene, hogy az előadások minél nagyobb élményt nyújtsanak előadónak és hallgatónak egyaránt. Ezért a rendeltetés megkívánja, hogy a szerkezet akusztikailag is jól átgondolt legyen.

62

NYÍLT TEREK AKUSZTIKAI SAJÁTOSSÁGAI Nyílt téren nehezebb elérni ugyanazt az akusztikát, mint egy zárt térben. A hangnak gátat szabó felületek nagy része hiányzik, vagyis a hangsugarak sokkal nagyobb része szökik el haszontalanul. Nehézséget okoz még az is, hogy a zárt termekkel ellentétben nyílt téren a közönséghez nem csupán a színpadról érkező hangok jutnak el, hanem a színházon kívülről érkező zajok is. A terület adottságaitól függően olykor hasznosan tervezhető a természetes környezet bevonásával az akusztika, például fákkal övezett területen, vagy sziklafal közelében, ám a környezet akusztikai értéke legtöbbször elhanyagolható. Szabad téren így


kevesebb eszközzel és több zavaró tényező ellen kell dolgoznia az akusztikának. Mivel a feladat nagyon összetett és számtalan jó megoldás lehetséges, érdemes néhány már megvalósult szabadtéri színpad példáját közelebbről is szemügyre venni.

MEGÉPÜLT AMFITEÁTRUMOK A megelőző tanulmányok alapján igyekeztem minél különbözőbb már megépült amfiteátrumok példáit tanulmányozni és akusztika szempontjából értékelni.

4. ábra: Purdue egyetemi nyílt színpad (Lafayette, USA) [7]

1. ábra: Esplanade keleti szabadtéri színpad (Szingapúr) [4] 5. ábra: Gerard R. Ford Amfiteátrum (Colorado, USA) [8]

2. ábra: Asser Levy Park amfiteátruma (New York, USA) [5]

A fenti példákban azt vizsgáltam, hogy a szerkezet anyaga és alakja mennyiben és milyen módon akadályozza vagy segíti elő a jó hangzást. Ezek alapján megállapítható, hogy a margitszigeti színpad környezete jellemzően nem befolyásolja az akusztikát, ezért a lefedést úgy kell megtervezni, hogy az önmagában képes legyen ellátni ezt a feladatot. Az alaknak olyannak kell lennie, hogy az minél határozottabban irányítsa a hangot. Akusztikai passzivitása miatt nem jöhet szóba ponyvaszerkezet (1. és 2. ábra) és a hangzásban hátrányos tulajdonságai a betonszerkezetet (3. és 4. ábra) is kizárják. Akkor keletkezik minél jobb hangzás és erősítés, ha a hanghullámok fa- (5. ábra) vagy üvegfelülettel találkoznak. Tehát a burkolat és a tartószerkezet elkülönül egymástól. A szerkezet nyitottsága és rendeltetéséből fakadó terhei várhatóan a szerkezetben változó jellegű, jelentős feszültségeket eredményeznek. Ezért nem lenne célszerű fa tartószerkezetet alkalmazni. Az acélszerkezet erőtanilag és esztétikailag is alkalmas lehet egy ilyen szerkezet megépítésére.

A FORMA KIALAKULÁSA Alaki és méretbeli kötöttségek, feltételek

3. ábra: De La Warr Pavilion (East Sussex, GB) [6]

A tető alakját és méreteit számos tényező befolyásolja. Ezek közül a legfontosabbak: a színpad, a színpad környezete és a lelátó elrendezése és geometriája, a színpadi előadások szükséges technikai feltételei (díszletek, hang- és fénytechnikai eszközök elhelyezése), minden ülőhelyről a megfelelő rálátás a színpadra, a csapadék elleni védelem, a csapadékvíz elvezetése, valamint a környezetbe illeszkedés és az esztétika.


63

A végleges forma tervezése A forma kialakítása általában lehetséges geometriai egyenletekkel megfogalmazott alak, vagy több hasonlóan leírt alak összekapcsolásával történik. Elképzelhető azonban olyan helyzet is, mint amilyen jelen eset is, mikor ez a megoldás bonyodalmas, hosszadalmas és nem feltétlenül vezet megfelelő eredményre. Ezt az összetett feladatot ezért nem célszerű csupán matematikai problémaként kezelni. Az akusztikailag megfelelő formák felvételére nincs kialakult módszer, így meglévő szerkezetek elemzéséből és a hangtani tanulmányokból merített tudásból kell táplálkoznia a tervezésnek. A végleges forma görbületei, a kívánt szabad űrszelvény méretein túl, színpadhasználati feltevésekből kiindulva, a támasztott követelményeket végiggondolva és az egymásra hatást szem előtt tartva geometriai szerkesztés útján alakultak ki. Az általam választott végleges forma (tetőszerkezet belső felülete) homorú, felülnézetből szabályos ellipszis, a hossztengelyre merőlegesen változó magasságú és sugarú körívekre illeszkedő, két irányban görbült felület.

A SZERKEZETTÍPUS KIVÁLASZTÁSA A szerkezeti rendszer kiválasztása döntő kérdés. Ugyan bármely acélszerkezeti típus képes lehet a meghatározott rendhagyó alakú tető megtámasztására és az alak biztosítására, nem csupán ezek a szempontok döntenek. A kiválasztás meghatározza a szerkezet kivitelezését, anyagszükségletét, erőjátékát, kivitelezésének módját (így például a szerelés idejét és helyszínét) és természetesen megjelenését is. Ezek együttes figyelembevételével kiválasztott szerkezet

6. ábra: Liége Guillemins TGV Railway Station [9]

működhet csak igazán jól és rendeltetésének megfelelően. Ezért a következőekben néhány hasonló alakkal és arányokkal rendelkező példát mutatok be. A tervezett tetőalak két legszembetűnőbb tulajdonsága a többnyire szabálytalan alak és a lapos ívek. A liége-i pályaudvarnál látható (6. ábra), hogy az ívek tömör gerinces zárt szelvényű főtartókból állnak. Az általam tervezett tetőalak lehetővé tenné hasonló főtartók szimmetriatengelyre merőleges elhelyezését, mivel minden ilyen irányú szelvény egy szabályos körívre illeszkedik. Azonban a gerincmagasság a lapos ív és viszonylag nagy fesztáv miatt feltehetően meghaladná az egy métert, ami nem csak esztétikailag nem lenne megfelelő, de feleslegesen nagy önsúlyterhet is eredményezne. Az ugyancsak hierarchikus rendszerű londoni uszoda – az Aquatic Center (7. ábra) – már jobban hasonlít az általam tervezett alakhoz, teteje szintén aránylag laposan ível át az épület fölött. Előbbi példával ellentétben ezt a tetőt hosszában elhelyezett rácsos főtartók tartják. Bár a tartó magassága itt is igen nagy méreteket ölt, mégsem hat olyan robusztusnak, és a szükségesnél nagyobb terhet nem okoz. Ezt a rendszert lehetséges megoldásnak találom a színpad lefedésére. Másik lehetőségként egy térrács kialakítása merülhet fel (8. és 9. ábra). Az egy- vagy többrétegű térrácsban a hierarchia, nem kapna szerepet, így egységesebb, kisebb szelvényekből felépülő szerkezet hozható létre. Ez mérvadó lehet, mivel teljes egészében látszó szerkezetről van szó. Ebben az esetben minden elem egyedi, rudak és csomópontok egyaránt, ami nem feltétlenül gazdaságos, azonban jelen diplomamunkánál ez nem elsődleges szempont.

7. ábra: Aquatic Center (London) [10]

8. ábra: 2010 Flora Expo kiálltási csarnok (Taipei) [11]

Ã 9. ábra: 2008. Olimpiai Stadion (Peking) [12]

64


SZERKEZETI RENDSZER FELÉPÍTÉSE „A” változat: főtartós szerkezet Az előbbi megfontolásokból kiindulva elsőként egy hierarchikus rendszert alakítok ki, amelyben az ellipszis kisebbik főátmérőjével párhuzamos metszetek tökéletes köríveire illeszkedő rácsos tartókat egy szintén rácsos főtartó köt össze, amit a 10. ábra mutat. A főtartó a peremmel párhuzamosan, a görbületeket szigorúan követi. A keresztirányú bordákat tovább merevíti a szimmetriatengelyen elhelyezett hossztartó. Az alátámasztás a főtartóhoz kapcsolódik, és alaprajzilag illeszkedik annak vonalára. Minden tartószerkezet háromövű rácsos tartó, ahol két felső és egy alsó öv van. 12. ábra: „C” változat

ezek a hibák is elkerülhetők. A „B” verzió alsó rétegét önmagában alkalmazva egy egyrétegű térrács adódik. Az egyrétegű rács előnyei az előző változatokhoz képest: • kevesebb elem (rúd és csomópont) szükséges, • alacsonyabb elemszámú csomópontokból áll, • kisebb az anyagszükséglete és az önsúlya, • fentiek miatt gazdaságosabb, • a teljes szerkezet folyamatos együttdolgozása miatt jól alkalmazkodik a változékony terhekhez, • egyszerűbb megjelenésű, átláthatóbb, könnyed és tetszetős. A szerkezet hátránya: a lapos ívek okozta héjszerű viselkedésből következő instabilitás, ami a csomópontok megfelelő tervezésével megoldható.

10. ábra „A” változat

A továbbiakban a C típusú szerkezeti kialakításra két alternatívát dolgozok ki.

„B” változat: kétrétegű térrács Az „A” változat esetén szükséges másodlagos (csupán a burkolati elemeket tartó) rendszer alkalmazása elhagyható a hierarchikus rendszer sűrítésével. Az így kialakuló kétrétegű térrács még nagyobb előnye, hogy a szerkezet egy-egy erőhatásra együttesen válaszol, vagyis az első változattal ellentétben, várhatóan kisebb maximális igénybevételek keletkeznek és az egyes szerkezeti elemek teherviselésében kisebb eltérések lesznek.

ELŐTERVEZÉS – VÁZLATTERVEK A tanulmányban kialakított és bemutatott tetőforma felülnézetéből szabályos ellipszis, melynek főátmérői 46,50 m és 38,42 m hosszúak. Hosszabb főátmérője két végpontjának magassága 23,30 m és 9,29 m. A tetőidom hosszabb főátlójára szimmetrikus, amit a háromszöges rendszerű rácshálózat is követ. A 2,5 m hosszú rudakból álló keresztirányú rúdláncok (alaprajzi értelemben) méterenként sorakoznak egymás mellett.

TÁMASZOK ELHELYEZÉSE

11. ábra: „B” változat

„C” változat: egyrétegű rácsszerkezet A második változat nagy elemszámú csomópontokat és középső keresztmetszetében terhelt rudakat eredményezne. Ezért olyan szerkezeti megoldást kell találni, melyekkel

A tervezett két változat közötti különbség a támaszokban jelenik meg. Szándékosan két, alapvetően különböző megtámasztási lehetőséget vizsgálok. Mindkét típusra több elképzelés született, melyek a megtámasztási pontok számában és elhelyezésében egyaránt különböznek. Minden felépített modellt azonos szelvénnyel futtatok le, így könnyen összehasonlíthatom őket. A kiválasztás két fő szempontja a lehajlások és az igénybevételek összehasonlítása. Ezek alapján választom ki a kétféle rendszerből a követelményeknek leginkább megfelelő felépítést. Első megoldásként a szerkezet négy nagyobb oszlopra támaszkodik, melyek elágaznak négyfelé, majd ismét négyfelé. Ez az alátámasztás egyenletesen támasztja alá a tető egészét. Hátránya, hogy a szabad tér a színpad fölé benyúló támaszrudak miatt kisebb (13. és 14. ábra).


65

A tetőszerkezet elemei a közelítő számításban mindkét változatban azonos szelvényűek, azonban a támaszoknál három (C1 változat: Ø 318 x 7.0 SV, Ø 600 x 20), illetve két (C2 változat: Ø 245.0 x 10.0 SV, Ø 340.0 x 16.0, Ø 220 x 12) különböző szelvényt alkalmazok.

A VÁLTOZATOK ÉRTÉKELÉSE a) Funkció A tetőszerkezet mérete, alakja és anyaga a két változatban azonos, akusztikai jellemzőik is megegyeznek. A színpadi technika miatt megkívánt minél nagyobb színpad feletti szabad tér szempontjából az oszlopsoros megoldás jobbnak tűnik. Azonban a faszerű megtámasztás ritka „ágai” sem okoznak a technikai eszközök elhelyezésében és alkalmazásában megoldhatatlan problémát. b) Szerkezeti viselkedés Minden igénybevételt és reakcióerőt külön-külön vizsgálva a „C2” verzió esetén adódnak nagyobb értékek. A „C1” változat lehajlásai kisebbek, mint a rácsos oszlopokkal megtámasztott szerkezeté. Noha a második változatban is el lehet érni hasonló lehajlásokat, mint az első verzióban, az emiatt megnövelt szelvények kihasználtsága minimális. c) Gazdaságosság A súlyelemzés alapján több mint kétszeres súlyról van szó a második verzióban. A „C1” változat: 2333 rácsrúdból és 882 csomópontból áll, míg a „C2” szerkezet: 2785 rácsrúdból és 1134 csomópontból épül fel. A „C2” változat anyagmennyisége és a jóval magasabb számú csomópontja, illetve az A) pontban említett alacsony kihasználtságok miatt semmiképp nem gazdaságos. d) Esztétika A tervezett tetőszerkezethez és a színpad környezetéhez illeszkedve a „C1” változat esztétikailag előnyösebb.

13. ábra: „C1” változat – felülnézet

14. ábra: „C1” változat

A második verziónál (15. ábra) a minél nagyobb szabad űrszelvény biztosítását helyezem előtérbe. Ez a technikai felszerelések könnyebb és változatosabb elrendezéséhez szükséges. Eszerint a tető a peremekhez közelebb, összesen nyolc rácsos oszlopra támaszkodik, és a tető megtámasztási pontjai közel egyvonalban helyezkednek el. A szerkezet anyaga mindkét változatban, minden elemre S355-ös szerkezeti acél.

15. ábra: „C2” változat

66

Mindent egybevetve a „C1” változat nem csak erőtanilag kedvezőbb, hanem gazdaságosabb és esztétikusabb szerkezeti kialakítást tesz lehetővé.

STATIKAI SZÁMÍTÁS A STATIKAI VÁZ A kiválasztott C1 változat hálózatán a részletes kidolgozásában több változtatásra is szükség van (16. és 17. ábra). Ennek legfőbb oka, hogy az eredeti geometriával felépített szerkezet csomópontjainak nagy elemszáma miatt kivitelezés szempontjából nem előnyös, ezért a gerincre merőlegesen futó rácsozást és a gerincet elhagyom. Ez a módosítás általánosan minimális igénybevétel-növekedéssel jár csupán, ráadásul az igénybevételek eloszlását is kedvezően befolyásolja. A tető hálózatában további átalakításra a perem mentén kerül sor. A peremhez kapcsolódó rudak egy részét szintén elhagyom, másik részét pedig kivezetem a peremig. Jelentősebb változást okoz a támaszrudak megtámasztásainak két irányban csuklósról minden irányban befogottra módosítása. Ez alól csupán a tetőszerkezet közvetlen alátámasztásának csomópontjai kivételek, ahol a kapcsolat továbbra is csuklós marad. A végleges modell összesen 1392 rúdelemből és 882 csomópontból áll. A tetőszerkezet végleges hossza és szélessége alaprajzi értelemben 45 m és 38,4 m.


A felület alulról homorú, ezért a szabványban tárgyalt, szabadon álló tetők közül a nyeregtetőkhöz hasonlít leginkább. A tényezőket végül a két tetőtípus Eurocode-ban adott értékeit összehangolva a következő módon kapom: • A közelítő számításnál számolt alaki tényezők táblázata alapján meghatározom az egyes sávok zónáira kapott értékek és a maximális érték arányát. • Minden sávban lemérem a tető átlagos hajlásszögét, ami az adott metszetben a tető legalacsonyabb és legmagasabb pontján keresztül húzott egyenes és a vízszintessel bezárt szög. • A mért hajlásszögek és a szabadon álló nyeregtetők táblázata alapján mindhárom teheresetre (szélnyomás, illetve szívás torlaszhatással és anélkül) minden sávban kiválasztom (az összes zónát figyelembe véve) a maximális alaki tényezőt. • Az így kapott legnagyobb tényezőket a kupola legnagyobb tényezőiként értelmezve az aránypárokból számítható a szabadon álló kupola többi zónájának alaki tényezője is.

16. ábra: Végleges statikai váz – felülnézet

Hosszirányú szélteher alaki tényezői A tetőnek a gerincre merőlegesen nincs szimmetriatengelye és a széliránytól függő szerkezeti viselkedés nem elhanyagolható, ezért külön vizsgálatot végzek az északi és a déli szél esetén adódó alaki tényezőkre.

17. ábra: Végleges statikai váz

TERHEK 1. Állandó terhek Önsúly jellegű – ebbe a kategóriába az acélszerkezet önsúlyát és az üvegburkolat súlyát sorolom. Előbbit a számításhoz felhasznált AxisVM 10 program automatikus számítására bízom, míg az üvegtáblákat 0,5 kN/m2 megoszló teherként veszem figyelembe [13, 14].

2. Esetleges terhek Hasznos teher A funkcióból adódó technikai terhek értéke egy sorban legfeljebb a következők lehetnek: színpadtechnika 5 kN, hangtechnika 2 kN és fénytechnika 5 kN. Egy csomópontra elhelyezhető teher maximális értéke 0,8 kN lehet. A támaszok helyzete alapján két különböző elrendezésű felfüggesztett technikai terhekből összeállított teheresetet definiálok a modellen [13, 14].

Szélteher A szélterhek meghatározásánál a szokatlan alakból következik, hogy az alaki tényezők megállapítása az elsődleges kérdés, mivel ezek arányától függ a felületi szélteher nagysága az egyes területeken [13, 15]. Keresztirányú szélteher alaki tényezői (K–NY) A közelítő számítások során a tető 4 m széles sávjait egy-egy különböző méretű kupola részletének tekintettem, és az Eurocode körkupolákra megadott táblázata alapján vettem fel az alaki tényezőket. Azonban a részletes vizsgálathoz ez a közelítés már nem elegendő, mivel a szabvány zárt falakkal határolt, kupolás épületre vonatkozóan adja meg a táblázatot (a szabvány ajánlásai közt nem szerepel szabadon álló kupolatető).

Északi szél – A vázlattervek számítása során erős közelítéssel élve pilletetőként kezeltem a szerkezetet. Mindkét tetőrészre felvettem egy-egy átlagos hajlásszöget, mely a nagyobbik tetőrészen 22°, a kisebbiken 11° lett. A részletes számításban figyelembe kell vennem a tető mindkét irányú görbületét. Ezért a keresztirányú szél számításához hasonlóan, arányok alkalmazásával adom meg az alaki tényezők értékeit. Ebben az esetben azonban a szabadon álló pilletetők és a falakkal határolt körkupolás épületek alaki tényezőit vetem össze. Déli szél – A közelítő számításban a délről érkező szélre a teljes tetőt, mint oldalain nyitott, ferde síkú tetőt számítottam a nagyobbik tetőrész átlagos hajlásszögével (22°). A részletes számításban a déli tetőrészt sem hanyagolom el, viszont továbbra sem veszem figyelembe a görbületeket. A déli tetőrészre az északi rész zónái közül a legnagyobb alaki tényezővel rendelkezőt érvényesítem. Tehermodellek Az alaki tényező a szélirányon és geometriai adottságokon kívül szélszívás esetén a tető aktuális környezetétől is függ, így figyelembe veszem a torlaszhatást is.

Hóteher Az alaki tényezőt a tető hajlásszöge alapján határozom meg. A tetőforma miatt a hó nagyobb része lecsúszik a felületről, ezért akadályozott hólecsúszás nem alakul ki. Hózugteher kis területen a lapos, mégis homorú ív miatt keletkezik, de teherértéke nem jelentős [13, 16].

Hőmérsékleti hatás Az Eurocode előírásai alapján veszem fel az egyenletes hőmérséklet-változás terheit, azonban ezek befolyása is elhanyagolhatónak tűnik a többi teher mellett [4].

3. Rendkívüli teher Földrengés A földrengésvizsgálat fejezetében ismertetem.


67

IMPERFEKCIÓ A szerkezetet két irányban gyengén merevített keretszerkezetnek tekintem. Érzékeny lehet a kilengő stabilitásvesztésre, ezért a globális helyettesítő imperfekciós terhek módszerét alkalmazom. Minden oszloppárra külön-külön keretet feltételezek. Az imperfekció terheinek felvételét a tető minden alátámasztására külön végzem el, egy, a megtámasztási pontban végződő oszlop feltételezésével, amelynek méretei a legkisebb támaszelem, vagyis a kis ágak, méretével azonosak. Az imperfekciós terheket minden elemre annak maximális nyomóerejéből határozom meg [17, 18].

FÖLDRENGÉSVIZSGÁLAT Modell a földrengésvizsgálathoz A földrengés közelítő vizsgálatához használható helyettesítő szerkezet. Ez a szerkezeti egységek merevségeinek arányától függően lehet oszlop vagy keret. Amennyiben a tetőszerkezet lágy, nincs megfelelő merevsége a földrengés vízszintes erőivel szemben, nagyobb alakváltozások következnek be a héjon és a támaszok végükön koncentrált erővel terhelt, különálló, hajlított konzolokként viselkednek. Ebben az esetben a teljes szerkezet modellezhető egy egyenértékű merevséggel bíró, alul befogott oszloppal. Azonban ha a héj merevsége elég nagy ahhoz, hogy az oszlopvégek ne tudjanak egymástól függetlenül, szabadon elmozdulni, akkor egy keret viselkedésének vizsgálata az eredeti szerkezethez hasonlóbb, pontosabb eredményt ad [13]. Mivel a támasz és a tető merevégi viszonya nem egyértelmű, egy egyszerű „próbaterhelést” végezek. A „próbateher” 100 kN-os koncentrált terhekből áll, melyeket két irányból veszek fel a teher felől eső két-két „fa” tetőhöz kapcsolódó végeire. A szerkezet e terhekre kialakuló elmozdulási ábráit vizsgálom (18. és 19. ábra).

Az alakváltozási ábrák alapján a tetőszerkezet merevsége keretmodellt indokolna, azonban a szerkezet összetettsége miatt az egyenértékű merevséggel bíró helyettesítő szelvény felvétele nem lenne egyértelmű. Ezért az eredeti szerkezeten vizsgáltam a földrengés hatását. Földrengésteher meghatározása Magyarországon a lehetséges függőleges gyorsulások értéke olyan, hogy azok nem okoznak mértékadó igénybevételeket, így számításbavételükre általában nincs szükség. A vízszintes gyorsulás számításánál a szerkezetet az Eurocode fontossági osztályai közül a második kategóriába sorolom. A földrengésből adódó teher két geometriai tulajdonságtól függ leginkább. Egyrészt a támaszok alaprajzi mértani középpontja és a szerkezet súlypontjának (alaprajzi) helyzete nem esik egybe, ezért az oszlopok az önsúlyjellegű terhek viselésében eltérő arányban vesznek részt. Másrészt pedig a magasabb oszlopra a földrengés hatásából nagyobb teher jut. Mindkét súlyozás alapja a földrengéskor figyelembe vett teheresetek kombinációiból számított maximális támaszrudak erői. Ezek arányát tekintem a földrengéskor kialakuló tehereloszlás arányának is. Vagyis először a mértékadó normálerők alapján számított arányok szerint számíthatók a támaszokon fellépő erők, majd ezek magasság szerinti újrafelosztásával a ténylegesen kialakuló megoszlás. A rezgésidő közelítő meghatározását Rayleigh módszerével végzem el [19]. Ezek után az Eurocode előírásainak megfelelően egy- és kétkomponensű, síkbeli földrengési teheresetre, valamint korlátozott károk követelményére is ellenőrzöm a szelvényeket és a szerkezetet.

SZERKEZETI ELEMEK ELLENŐRZÉSE A tetőszerkezet szelvényeit a nyomatékok nagysága szerint csoportosítom, mivel csupán nyomatékok tekintetében vannak jelentősebb különbségek az egyes rudak igénybevételeiben, valamit külön csoportot képeznek a tetőszerkezet peremelemei. Az alátámasztás elemei szintenként külön szelvénycsoportokba kerültek. A szelvények méretezését a szabvány szerinti teherkombinációk esetén keletkező mértékadó igénybevételekre végzem el. Az alátámasztás négy oszlopának átmérője felfelé haladva egyre szűkül, akár egy fa törzse. A végleges szelvényméretek a következő táblázatban találhatók: Elem

18. ábra: Próbateher a földrengésmodell meghatározására (É–D)

Szelvény

Tetőperem

Ø 244x14

Belső tetőelem

Ø 244x7

Kis ágak

Ø 244x8

Belső tetőelem

Ø 244x20

Ágak

Ø 356x20

Törzs

Ø 400x125 – Ø 700x25

Anyagminőség

S355 K2+NZ35

20. ábra: Szelvényméretek

KAPCSOLATOK

19. ábra: Próbateher a földrengésmodell meghatározására (K–Ny)

68

A tetőszerkezet minden általános csomópontja négy azonos (244.5 mm) külső átmérőjű csőszelvény találkozása, ami két egymás végébe hegesztett és két ezek közös palástjára érkező csőszelvényből áll. A tetőszerkezet minden elemének szelvénye 7,1 mm vagy 20,0 mm falvastagságú.


A rudak illesztése mindenhol teljes beolvadású tompavarrat. Az általános csomópontot a tetőszerkezet legnagyobb nyomással terhelt csomópontjára ellenőrzöm. A lokális tönkremenetelek közül a beérkező rudak kiszakadásának részletes számítására nincs szükség, mivel a kapcsolat minden eleme legalább 2. keresztmetszeti osztályú, és a geometriai szerkesztési szabályok betartásával ezt a tönkremenetelt elkerülhetem. Azonban ellenőrzöm a folytonosan hegesztett elemek felületének képlékeny törését. A tető és a támaszok 993. 1308. csomópontja (21. ábra) (1) (4) egy 80 mm átmérőjű csappal kialakított csuklós kapcsolat. A csomóponti lemez994. 1309. hez a tetőszerkezet rúdjai (3) (2) tompavarrattal hegesztettek, és a támaszrúd egy kétszer 21. ábra: Tetőcsomópont nyírt csappal kapcsolódik a a támasznál csomólemezhez. A kapcsolat elemeinek ellenállását ellenőrzöm normálerő, nyírás, hajlítás, nyírás és hajlítás interakciója, valamint palástnyomás szempontjából is. A számítások szerint a kapcsolat mértékadó kihasználtsága a palástnyomásból származó igénybevételekből adódik. A bekötőlemezek hegesztése kétoldali sarokvarrattal történik, amelynek alkalmazott gyökmérete 4 mm. Az ágak – kis ágak (22. 1275. ábra), illetve a törzs–ágak (1) kapcsolata is mereven be1273. fogott. A beérkező rudakat (2) egy középponti elem köti 1274. össze, mely a nagyobb szel(4) 1276. vényhez folytonosan hegesz(4) tett. A négy azonos külső átmérőjű kisebb elem leszabása igazodik a központi elem palástjára. Az illesztések itt is teljes beolvadású tompavarratok. A csomópontot a beérkező támaszrudak kiszakadására és a középponti 22. ábra: Ág – kis ágak csomópontja elem felületének képlékeny törésére ellenőrzöm. Ezek a lokális tönkremenetelek nem mértékadók, a nagy szelvényméreteket az összetett igénybevételekből származó rúdkihajlások elkerülése indokolja. A talp befogását egy karimás csomóponti kialakítás biztosítja. Az erők átvitele ekkor egy, az oszlop aljára hegesztett, 40 mm vastagságú, a betonalapba lecsavarozott talplemezen keresztül jön létre. A kapcsolat méretezése Katula Levente Zárt szelvényű húzott rudak csavarozott kapcsolatainak méretezése c. cikke alapján történik [20, 21]. A kapcsolat megfelelőségét a következők szerint állapítom meg: geometriai követelmények, homloklemez folyásához, homloklemez folyásával egyidejű csavar-tönkremenetelhez és csavartöréshez tartozó ellenállás.

GYÁRTÁS ÉS SZERELÉS A forma, a szerkezeti rendszer és a kapcsolatok kialakításának együtteséből következik, hogy minden elem, rúd és csomópont egyedi. A tető és az alátámasztás közvetlen kapcsolatától eltekintve minden csomópont kizárólag hegesztéssel készül. Ez nagy precizitást követel a gyártás és szerelés során egyaránt. Napjainkban már lehetséges bármilyen alakú elem pontos legyártása. A számítógép által vezérelt CNC-technológia egy programozható gyártósor alkalmazását jelenti. Ez a program minden elem legyártása előtt a háromdimenziós modellből beolvassa az adott elemre vonatkozó paramétereket. Ezért e technológia használatával gazdaságilag nem jelent hátrányt a sok különböző elem alkalmazása. A szerkezeten nem található két egyforma rúd, ezért a kivitelezés egyik kritikus pontja az elemek pontos helyének és helyzetének definiálása. Az elemeket sorszámmal és a pozíciót pontosan meghatározó jelölésekkel kell ellátni. A gyártás és szerelés egy lehetséges sorrendje: 1. A gyárban elkezdődhet az elemek összeszerelése olyan méretű egységekre, csősorokra (az alábbi ábrákon piros színnel jelöltek), melyek még közúton szállíthatók. A leghosszabb csősor 15,83 m hosszú. 2. Szintén még a gyárban összekapcsolhatók a csősorok legfeljebb hármasával, illetve 4,5 m szélességig, így elkészülnek a helyszínre szállítható gyártási egységek (23. ábra). 3. A szerkezet építése a támaszok helyszíni szerelésével kezdődik. Ezek után felépülnek az állványok és felkerülnek az első elemek. A szerkezet szerelése végig teljes aláállványozással készül. A tetőszerkezet összeszerelése a támaszok feletti gyártási egységek elhelyezésével és összekapcsolásával kezdődik (24. ábra), majd bekerülhetnek a középső mező elemei (25. ábra) és végül a meglévő részektől kiindulva egymás után beépíthetőek a tető további gyártási egységei is (26. ábra). 4. A teljes tartószerkezet szerelése után az aláállványozás eltávolítható. Ezek után az üvegtáblák és technikai terhek megtartásához szükséges rögzítőelemek szerelése következik. Az üvegtáblák három ponton rögzített strukturális üvegezéssel készülnek. Az esetleges szerelési pontatlanságokra való tekintettel érdemes az üveglapok levágását és áttörését a rögzítőelemek elhelyezése után megkezdeni.

ALAPOZÁS Talajfeltárási eredmények hiányában a Margitsziget kerületi szabályozási tervének leírását veszem alapul az alapozás számításában [22]. Közelítő számításaim szerint a szerkezet alapozása minden oszlop alatt négy 30 cm átmérőjű, 10 m hosszú talplemezes fúrt–vert cölöpalapozással megoldható.

23. ábra: Gyárban összeállított gyártási egységek


69

ÖSSZEFOGLALÓ MEGÁLLAPÍTÁSOK A színpadi lefedés mind funkcionális, mind tartószerkezeti tervezése során igyekeztem a problémákat minél szélesebb körben vizsgálni. Olyan megoldásokra törekedtem, melyek a rendeltetés szempontjait nem hagyják figyelmen kívül, de nem is hangsúlyozzák azt a szerkezeti tervezés kárára. Diplomamunkám elkészítésénél időkorlátok miatt nem kerülhetett sor egyes esetekben részletesebb vizsgálatokra, amelyekkel a szerkezet tervezése teljesebb lehetne: • Gazdaságossági és kivitelezési okok miatt ajánlott lenne a tetőszerkezet rúdjaira több szelvénycsoportot meghatározni. Az igénybevételek alapján a rudakat akár 5–6 különböző falvastagságú (azonos külső átmérőjű) csoportba is be lehetne osztani. • Diplomamunkám nem tér ki részletesen a geometria szerkezeti szempontú optimalizálására. Elképzelhető olyan hálózati kialakítás, mellyel tovább csökkenthetők az igénybevételek és a lehajlások. • A tetőszerkezet héjszerű viselkedésének és alakváltozásainak analíziséből pontosabban meghatározható lenne a csomópontokra terhelhető technikai teher maximális nagysága, helye, illetve elrendezése. • Az üvegtáblák vastagsági méretezésére és alakváltozási ellenőrzésére nem tértem ki.

24. ábra: Helyszíni szerelés a támaszok felett

Diplomatervem alapján a látványterveket Kalmár Imre készítette, amelyek a 27–29. ábrákon láthatók.

25. ábra: Középső mező beépítése

27. ábra: Látvány a magasból

26. ábra: Az elkészült tetőszerkezet a szerelési sorrend jelöléseivel

A gyárban összeszerelt egységekre a korrózió- és tűzvédelem megfelelő bevonatait még a helyszínre szállítás előtt el kell készíteni. Az illesztési helyek környezetét csak az összes hegesztés elkészítése után kell lefesteni. Ekkor kerül sor a szállítás vagy szerelés során megsérült területek bevonatának javítására is. Az építés utolsó lépéseként felkerülnek az üveglapok.

70

28. ábra: Látvány a nézőtérről


[7] [8] [9] [10] [11] [12] [13] [14] [15] 29. ábra: Látvány a színpad felől

[16]

KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS

[17]

Ezúton is szeretnék köszönetet mondani konzulenseimnek, Dr. dunai Lászlónak és Nagy Annának, akik értékes szakmai tanácsokkal segítették munkámat. Továbbá köszönettel tartozom Kalmár Imrének a látványtervek elkészítéséért.

[18]

[19] [20]

FELHASZNÁLT IRODALOM [1] www.szabadter.hu [2] BFVT által végzett szabadtéri színpad állapotfelmérése [3] Möller Károly: Építészeti akusztika, Németh József könyvkereskedése, 1928. Budapest [4] www.flickr.com/photos/25802865@N08/5103140745/ [5] www.cumbu.com/asser-levy-park-amphitheater-project [6] www.niallmclaughlin.com/9912_1.html

[21] [22]

www.travel.webshots.com www.thewinger.com/vail-international-dance-festival/ www.calatrava.com www.worldarchitecturenews.com/index. php?fuseaction=wanappln.showprojectbigimages&img=4& pro_id=10094 http://www.architonic.com/aisht/2010-taipei-international-floral-expo-fine-arts-museum-park-king-shih-architects/5100699 www.therandomfact.com/wp-content/uploads/2011/04/birdsnest.jpg Deák György, Erdélyi Tamás, Fernezelyi Sándor, Kollár László, Visnovitz György: Terhek és hatások: Tervezés az Eurocode alapján MSZ EN 1991-1-1:2005: A tartószerkezeteket érő hatások. 1-1. rész: Általános hatások. Sűrűség, önsúly és az épületek hasznos terhei MSZ EN 1991-1-4:2007: A tartószerkezeteket érő hatások. 1-4. rész: Általános hatások. Szélteher MSZ EN 1991-1-3:2005: A tartószerkezeteket érő hatások. 1-3. rész: Általános hatások. Hóteher MSZ EN 1993-1-1:2005: Acélszerkezetek tervezése. 1-1. rész: Általános és az épületekre vonatkozó szabályok Ádány Sándor, Dulácska Endre, Dunai László, Fernezelyi Sándor, Horváth László: Acélszerkezetek 1. Általános eljárások: Tervezés az Eurocode alapján, Business Media Magyarország Kft., 2007. Dulácska Endre – Joó Attila – Kollár László: Tartószerkezetek tervezése földrengési hatásokra Ádány Sándor – Dulácska Endre – Dunai László – Fernezelyi Sándor – Horváth László: Acélszerkezetek 2. Speciális eljárások – Tervezés az Eurocode alapján, Business Media Magyarország Kft., 2007. Katula Levente: Zárt szelvényű húzott rudak csavarozott kapcsolatainak méretezése, Acélszerkezetek, 2010. VII. évf. 2. szám, 26. oldal Budapest XIII. kerület, Margitsziget kerületi szabályozási terve. II. kötet: Vizsgálat, alátámasztó és jóváhagyandó munkarészek

Védôgázok rozsdamentes acélok hegesztéséhez Szakértelem — ami összeköt Korszerû védôgázok WIG, MIG/MAG hegesztéshez. A kihívások: Új alapanyagok, magas minôségi követelmények, termelékenység-növelés, elôállítási költségek csökkentése. Válasz a kihívásra: • Inoxline védôgázkeverékek és formáló védôgázok erôsen ötvözött ausztenites, duplex, szuper-duplex, lean-duplex korrózióálló és saválló acélokhoz • hegesztési technológiák kidolgozása a helyszínen Eredmény: Kevesebb elszínezôdés, mélyebb beolvadás, kitûnô varratmechanikai tulajdonságokkal rendelkezô hegesztett kötés. Nagyobb termelékenység, kisebb deformáció, szebb varratfelület, kevesebb utómunka. Bôvebb információ: www.messer.hu Messer Hungarogáz Kft. 1044 Busapest, Váci út 117. Tel. 06 1 435 1157 Fax: 06 1 435 1101 [email protected] www.messer.hu


71

Hegyi Péter egyetemi hallgató Somodi Balázs egyetemi hallgató Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, Építőmérnöki Kar

A BETON LASSÚ ALAKVÁLTOZÁSÁNAK MODELLEZÉSE ÉS ÖSZVÉRSZERKEZETEKRE GYAKOROLT HATÁSA MODELLING THE LONG-TERM BEHAVIOUR OF CONCRETE AND ITS EFFECT ON COMPOSITE STRUCTURES A lassú alakváltozások (kúszás, zsugorodás) beton anyagú szerkezeteknél fontos jelenségek, hatásuk befolyásolja a szerkezetek alakját, igénybevétel-eloszlását. Kutatásuk nehézkes a hosszú ideig tartó kísérletek miatt, vizsgálatukra több, egymástól eltérő modell áll rendelkezésre a szakirodalomban. A cikkben röviden bemutatásra kerülnek a lassú alakváltozással kapcsolatos modellezési szintek, az anyagi és szerkezeti viselkedés figyelembevételének lehetséges módjai. Bemutatjuk az egyes modellek tulajdonságait, fejlődésük irányát, valamint az összehasonlíthatóságuk érdekében számításokat végzünk egy kéttámaszú gerenda vizsgálatával. Jelen cikk egy nagyobb terjedelmű tudományos diákköri dolgozaton (TDK) [1] alapul, a téma kifejtése ott részletesebben megtalálható.

The long-term behaviour of concrete (namely creep and shrinkage) is a phenomenon, which should not be ignored, because of its significant influence on the deflection of the structure and the internal force distribution in the case of an indeterminate structure or inhomogeneous cross section. Since it takes a long time for creep and shrinkage to develop, experimental tests are quite difficult to perform. Due to the uncertainties of the prediction of the long term effects, there are many different models which describe the phenomena of creep and shrinkage, and all of these models yield to different results. In this paper the available modelling levels are discussed, in case of both material and structural behaviour. The attributes of the discussed models are shown, along with the way of development of the models. In order to compare these models, a simple calculation is presented on a simply supported beam. This paper is based on a Student Scientific Conference paper [1], in which a more detailed account of this topic can be found.

1. BEVEZETÉS

össze őket. A vizsgálat során több különböző acél–beton merevségi arányú gerendát vizsgálunk. Összehasonlításokat végzünk • anyagmodellek esetén az Eurocode, a Model Code valamint az MSZ között, • szerkezeti viselkedés esetén analitikus [Fröhlich, Sontag, Fritz, ERM (lásd 3.2. fejezet)] valamint numerikus, végeselemes (MIDAS/Civil) módszerek között.

Az építőmérnöki gyakorlatban igen fontos probléma a betonból épült szerkezetek lassú alakváltozásának kezelése, modellezése. A lassú alakváltozások – a beton kúszása és zsugorodása – befolyásolják a szerkezet alakját, így hatással vannak a szerkezetek használhatóságára, igénybevételátrendeződést okozhatnak, ezért öszvérszerkezetek esetén figyelembevételük kiemelt fontosságú. Ezen jelenségek leírása során két problémát kell kezelni. Az egyik, hogy miként modellezzük az anyagi viselkedést, a másik pedig, hogy ezen viselkedés hatására a szerkezet válaszát milyen modellel írjuk le. Tehát a két probléma, amivel foglalkoznunk kell: • anyagmodellek meghatározása: anyagi jellemzők, kúszási és zsugorodási alakváltozások, • szerkezeti viselkedés meghatározása: belső, illetve külső igénybevétel-átrendeződés hatása.

2. ANYAGI VISELKEDÉS MODELLJEI

Ezek a modellek folyamatos fejlődésen mentek/mennek keresztül, az egyes módszerek közötti eltérések vizsgálata fontos eredményekkel szolgálhat a statikai számítások elvégzéséhez. Ezért cikkünkben az e két probléma leírására rendelkezésre álló modelleket előbb röviden bemutatjuk, majd egy egyszerű példa vizsgálatán keresztül hasonlítjuk

A feszültségtől függő rész nem csak a vizsgálat időpontjától, hanem attól is függ, hogy a terhelést a beton milyen idős korában helyeztük fel. Így a feszültségtől függő rész is két részre bontható, a megterheléskor (t0) kialakuló pillanatnyi rugalmas alakváltozásra, valamint a kúszás hatására létrejövő alakváltozásra:

72

2.1. Általános definíciók – kúszás A beton teljes alakváltozása minden időpillanatban két rész összegeként írható fel [2]: a feszültségtől függő, illetve attól független (pl. zsugorodás, hőtágulás) részből. (1)


(2) Lineárisan rugalmas anyagi viselkedés esetén a pillanatnyi alakváltozás mellett a kúszási alakváltozást is lineáris folyamatnak tekintjük addig, amíg a feszültségek el nem érik a nyomószilárdság várható értékének 40%-át. Eddig a határig tehát a teljes feszültségfüggő alakváltozás lineárisan viselkedik. Egy egységnyi állandó feszültséggel terhelt szerkezeti elemben kialakuló feszültségtől függő alakváltozás pillanatnyi értékét hívjuk általános kúszásfüggvénynek (jele J (t, t0)) [3], mely függ attól, hogy a betont milyen idős korában terheltük meg (t0), és hogy milyen idősen vizsgáljuk (t). Tehát ha egy t0 korú betont megterhelünk σ0 állandó feszültséggel, akkor t időpontban az alakváltozása a következőképpen számítható: (3) 1. ábra: A Dischinger-féle modell

A linearitásból következik az is, hogy érvényes a szuperpozíció elve. Az általános kúszásfüggvényt definiálhatjuk a kúszási tényező (φ) segítségével az alábbi módon: (4) ahol Ec(t0) a beton rugalmassági modulusa t0 naposan, és φ(t, t0) a 28 napos korra vonatkoztatott pillanatnyi rugalmas alakváltozás (ε0) és a kúszási alakváltozás (εcr) arányát kifejező kúszási tényező (azonos terhelés mellett): (5) A φ(t, t0), J(t, t0) és Ec(t0) függvények meghatározásával napjainkig sok kutatás foglalkozott és foglalkozik jelenleg is. Ennek megfelelően ezen függvények meghatározására is több módszer áll rendelkezésre, a következőkben ezeket ismertetjük.

Ez a modell a teher megszűntének hatását az 1. ábrán látható módon feltételezi. Látható, hogy a modell szerint a teher megszüntetése után az alakváltozások idõben immár állandók maradnak. A modell – bár nem írja le jól a beton lassú alakváltozását – azért terjedt el mégis, mivel szemléletes, és könnyen kezelhető differenciálegyenlet alakot ölt.

2.2.2. Boltzmann [4, 5] Ez az elv úgy tekinti a betont, mint aminek a lassú alakváltozásai egyáltalán nem függnek a beton korától, azaz egy 3 naposan, illetve egy 1000 naposan azonos módon megterhelt betonelem ezen elmélet szerint ugyanolyan kúszási viselkedést mutat. Az elmélet alapfeltételei nagyban hasonlítanak a Dischinger-féle öregedéselméletre, a különbség a kúszási tényező meghatározásában van: (7) A Boltzmann-féle modell viselkedését tehermentesítés hatására a 2. ábra mutatja.

2.2. Kezdeti kúszásmodellek A feszültségek hatására lejátszódó alakváltozások leírására régebben kidolgozott módszerek többnyire nem vették figyelembe azt a hatást, hogy a beton rugalmassági modulusa az időben folyamatosan növekszik, hanem azt egy időben konstans értéknek tételezték fel. Ez esetben nincs értelme J(t, t0) függvényről beszélni, mivel az tulajdonképpen csak egy affin képe a φ(t, t0) függvénynek, így ezek a régebbi modellek a φ(t, t0) kúszási tényezőt határozzák meg. Ebbe a csoportba tartozik a Dischinger-féle és a Boltzmann-féle modell.

2.2.1. Dischinger [4] A Dischinger-módszer első feltevése az, hogy a beton rugalmassági modulusa időben állandó. A kúszási tényező függvényét egyetlen görbével jellemezte, mely görbe az idő függvénye (φ(t)). Az első megterheléskor értéke zérus, a t=∞ időben pedig tart egy végértékhez. Minden később (ti időben) felvitt teher által előidézett kúszás hatását a Dischinger-módszer szerint a következő kúszási együtthatóval lehet kiszámítani: (6)

2. ábra: A Boltzmann-féle modell


73

A betonszerkezetek valós viselkedése e két modell között van. A kísérleti eredmények azt mutatják, hogy a tehermentesítés után az alakváltozások egy része megmarad (Dischinger-hatás), másik része leépül (Boltzmann-hatás). Ezért az egyszerűbb szabványosított kúszásfüggvények e két modell lineáris kombinációját képezték. Ilyen típusú a korábbi Magyar Szabványban javasolt kúszásfüggvény is (MSZ 07-3709:1994).

2.3. Fejlettebb kúszásmodellek – az öregedő lineáris-viszkoelasztikus anyagmodell [3] Az utóbbi két, két és fél évtized kutatásai eredményeként a fejlettebb modellek több paramétert képesek figyelembe venni. Így a beton öregedésének figyelembevétele nem egy egyszerű kivonással történik, mint a Dischinger-módszernél, hanem összetettebb módon, ezen paraméterek figyelembevételével. Ezek a paraméterek szabványonként változnak, és a teljesség igénye nélkül a következők lehetnek: • beton megterhelésének ideje, a beton kora, • egyenértékű vastagság (a beton keresztmetszeti területének és a levegővel érintkező kerületnek aránya) (2Ac/u), • környező levegő páratartalma (RH ), • cementminőség, • beton szilárdsága (fck28 ), • adalékanyag-összetétel, • pórusszerkezet, • hőmérséklet. Jelenleg több különböző kúszásmodell érhető el, az ismertebbek közül a 3. ábrán három különböző modellt hasonlítottunk össze [6], név szerint a Model Code 90-et, a GL2000-et és a B3-at. Az ábrán az egyes modellek által adott általános kúszásfüggvényeket, valamint a rugalmassági modulus időbeli alakulását ábrázoltuk. Az alkalmazott paraméterek az ábra tetején találhatóak. Jól látható, hogy az egyes modellek jelentős eltérést mutatnak egymáshoz képest.

2.4. Zsugorodás Alapvetően kétféle módon lehet figyelembe venni a zsugorodás hatását. Az egyszerűbb mód, melyet a korábbi Magyar Szabvány is alkalmazott, a zsugorodási függvényt (εsh) a kúszási tényező függvényéből transzformálja át [7]: (8) ahol a zsugorodás kezdetének időpontja, ts a zsugorodás végértéke, εsh(∞) φ(∞, ts) a kúszás végértéke. A mérnöki gyakorlatban úgy tekintjük, hogy a zsugorodás az utókezelés befejezésével indul, így a kúszási tényező számításánál a kezdeti megterhelés időpontja az utókezelés végének időpontja (ts) kell legyen. Ennek a módszernek előnye, hogy jelentősen leegyszerűsíti a számításokat, de hátránya, hogy elhanyagolja azt a tényt, hogy a zsugorodás két folyamat (kémiai és száradási zsugorodás) összege. A fejlettebb modellek, hasonlóan a kúszás leírásához, több paramétert vesznek számításba, legtöbbször ugyanazokat, mint a kúszás esetén. Ezek már külön-külön modellezik a zsugorodás két folyamatát, melynek főleg nagy szilárdságú betonoknál van jelentősége. Itt is több modell létezik, melyeket különböző kutatók fogalmaztak meg, ezek közül a hatályos Eurocode, az 1990-es Model Code és a Magyar Szabvány által javasolt megoldásokat hasonlítjuk a későbbiekben össze. Az egyes modellek részletesebb bemutatása megtalálható TDK munkánkban [1].

3. ÖSZVÉRSZERKEZETEK MODELLJEI 3.1. Dischinger-féle modellek Az öszvérszerkezetek elmozdulásai belsőleg gátoltak, azaz a betonlemez kúszása és zsugorodása nem alakulhat ki szabadon. Emiatt a lassú alakváltozások igénybevétel-

3. ábra: Különböző kúszásmodellek összehasonlítása [6]

74


átrendeződést okoznak a keresztmetszeteken belül is, ami visszahat a kúszásra. Ezt a jelenséget a Dischinger-féle modell alapján először Fröhlich vizsgálta általánosan, a zsugorodási függvényt a kúszási tényező transzformáltjának tekintve (lásd 2.3. fejezet) [7]. Fröhlich modelljét felhasználva Sontag bevezetett egy könnyebben alkalmazható eljárást, ezt pedig Fritz egyszerűsítette tovább. A mérnöki gyakorlatban Fritz módszere terjedt el, mivel a lassú alakváltozások hatásának vizsgálatát visszavezette a pillanatnyi terhek által okozott hatások vizsgálatára, és bevezette az effektív rugalmassági modulus fogalmát: (9) ahol a ψ tényező veszi figyelembe a teher jellegét, illetve azt, hogy az acél gerenda gátolja a betont az alakváltozásában. Fritz a Sontag-féle megoldás alapján vezette le ψ értékeit állandó nyomatékkal (ψM) és zsugorodással terhelt tartó esetére (ψsh). A tényezők levezetése megtalálható [7]-ben, az eredmények pedig: (10) (11) ahol, αν a keresztmetszeti méreteket tartalmazó paraméter. A tervezési gyakorlatban ezt a módszert még tovább egyszerűsítették arra hivatkozva, hogy már a kiindulási adatok (Ec , φ(∞, t0), εsh) is bizonytalanok, így a ψ-k pontatlansága nem okoz jelentős többlethibát. Emiatt megtehető, hogy a ψ-k pontos értékei helyett fix értékekkel számolunk, melyek a szokványos tartóknál ψM = 1,1 illetve ψsh = 0,52, amelyek megegyeznek az Eurocode által javasolt értékekkel. Ahhoz, hogy a zsugorodást Fritz-módszerrel figyelembe lehessen venni, ismernünk kell a zsugorodásnak, mint pillanatnyi terhelőnyúlásnak a hatását. Ennek meghatározására a szakirodalomban két módszer található. Az első, illetve a gyakorlatban leginkább használt módszer elve a következő: csak a beton keresztmetszetre működtetünk egy olyan húzóerőt, ami a betonban éppen εsh (∞) alakváltozást hozna létre; az öszvérkeresztmetszetre pedig a betonkeresztmetszet súlypontjában kell működtetni ennek az erőnek az ellentettjét. A második megoldási módszer elve az, hogy a kialakult egyensúlyi állapotra írjuk fel a kompatibilitási, egyensúlyi és anyagegyenleteket. Az egyensúlyi állapotban kialakult erőrendszert úgy vesszük figyelembe, hogy a betonra hat egy központos húzóerő (Nc=N ), ennek ellentettjeként az

acélra egy központos nyomóerő (Na=N ), az ideális keresztmetszetre pedig egy nyomaték (M ) (4. ábra). Az így kapott normálerő értéke: (12) TDK munkánkban [1] megmutattuk, hogy ez a módszer hibás képletet alkalmaz, és rávilágítottunk a hiba okára. Javaslatot tettünk a módszer módosítására is, oly módon, hogy az ideális keresztmetszetre ható nyomaték (M) helyett külön működtetünk egy nyomatékot az acél (Ma) és a beton (Mc) keresztmetszeti részekre. Az így kapott normálerő értéke: (13)

Az öszvérszerkezetek viselkedését leíró modellek közül a Fritz-módszer a legegyszerűbb, legszemléletesebb, de csak pontatlanságokkal használható, és az alakváltozás időbeni követését sem teszi lehetővé. Nem alkalmazható továbbá különböző korú betonelemekből összekapcsolt szerkezetek kúszásának figyelembe vételére sem. Így bonyolult szerkezeteknél hibákat okozhat, ha minden hatást ezzel a módszerrel veszünk figyelembe (betonozási sorrend, statikai váz változása, stb.). A számítás egyszerűsége miatt a gyakorlatban ez a módszer terjedt el, ám a pontossági igények növekedtével bonyolultabb szerkezetek esetén célszerű a lassú alakváltozások hatását más, precízebb módszerekkel figyelembe venni.

3.2. Öregedő lineáris-viszkoelasztikus anyagmodellek alkalmazása Az egyenértékű rugalmassági modulus (ERM) módszere (angol nevén age-adjusted effective modulus method, AAEM) egy, a fentebb említett precízebb módszer [3]. Ez a Fritz-módszerhez hasonlóan a lassú alakváltozás vizsgálatát a pillanatnyi terhek által okozott hatások vizsgálatára vezeti vissza, de eközben figyelembe veszi a beton öregedését is az öregedő lineáris-viszkoelasztikus anyagmodell alapján. (14) ahol χ (t,t0) a beton öregedési tényezője, ami egy, a beton kúszásának időbeli lefutásától (J (t,t0)-tól) függő érték. Ez a számítási módszer kézi számítással teszi követhetővé a lassú alakváltozások alakulását. A kézi számításra alkalmas módszereken kívül rendelkezésünkre állnak olyan numerikus módszerek, melyeket a végeselemes programok használnak fel. Ezen módszerek felhasználják az öregedő lineáris-viszkoelasztikus anyagmodell által adott általános kúszásfüggvényeket, és ezek segítségével numerikus integrálás felhasználásával adják meg a végeredményt [3].

4. A VIZSGÁLATI PROGRAM BEMUTATÁSA 4. ábra: Zsugorodás hatására kialakuló belső igénybevételek

A 2. fejezetben bemutatott anyagmodelleket, valamint a 3. fejezetben bemutatott számítási modelleket külön-külön vizsgáltuk. A számításokat több különböző szélességű betonlemez esetén is elvégeztük (0,5 m; 1,0 m; 2,5 m; 5,0 m; 10,0 m) azonos acélgerenda mellett, ezzel az eredmé-


75

nyek általánosíthatók más acél-beton merevségi arányokkal rendelkező szerkezetekre is. Az alkalmazott értékek szélsőséges tartományokba is esnek, melyeket azért vizsgáltunk, hogy az eredmények szélesebb intervallumot fedjenek le. A vizsgált szerkezet egy kéttámaszú tartó, melynek keresztmetszetét az 5. ábra mutatja. A zsugorodás tartós teher, mely kúszást okoz, de mértéke időben változó, így az általa okozott kúszás más módon számítható, mint az erő jellegű terhelésből adódó kúszás. Ezért e két esetet külön vizsgáltuk. A tartós teher hatását egy három lépcsőből álló terhelési ciklus segítségével vizsgáltuk: 14 naposan kapja meg a gerenda a teljes terhének felét, 60 naposan további egynegyedét, 3000 naposan pedig a maradék terhet, így összesen 5000 kNm nyomaték terheli a középső keresztmetszetet. Az acél rugalmassági modulusa 210 GPa, a beton EC2 szerinti C20/25 minőségű.

6. ábra: Jelölésrendszer

5. LASSÚ ALAKVÁLTOZÁSI ANYAGMODELLEK ÖSSZEHASONLÍTÁSA 5.1. Kúszás Először a beton szilárdságának hatását vizsgáltuk a kúszási tényező végértékére különböző anyagmodellek esetén (7. ábra). A számítás során egy átlagos betonszerkezetet vettünk alapul, így a szükséges paraméterek a következők: relatív páratartalom 80%, egyenértékű vastagság 250 mm, t0 = 28 nap, cement jele CEM I 42,5 N. A szabványos kúszási tényezők C20/25-ös betonminőség esetén egymáshoz közeli eredményt adnak, ennél nagyobb és kisebb szilárdságok esetén az eltérések jelentősebbek, akár a dupláját is adhatja az MSZ-féle eredmény az EC szerintinek. Emiatt különböző anyagmodellek használata esetén a kúszás hatását figyelembe vevő igénybevételek eltérései a beton szilárdságától is függenek. A továbbiakban így C20/25, illetve C40/50 betonszilárdság felhasználásával is összehasonlítottuk az egyes anyagmodellek alkalmazásának hatásait.

5. ábra: A vizsgált keresztmetszet

Az anyagmodellek összehasonlítása során (lásd 5. fejezet) minden betonszélességre elvégeztük a számításokat C20/25, valamint C40/50 szilárdság figyelembevételével is. A vizsgált anyagmodellek az MSZ 07-3709:1994 (MSZ), az MSZ EN 1992-1-1 (EC), valamint a Model Code 2010 (MC) előírásai által adottak. Az eredményeket az Eurocode által szolgáltatottakhoz viszonyítottuk, mivel ez a jelenleg hatályos szabvány Magyarországon. A szerkezeti választ leíró modellek összehasonlítása során (lásd 6. fejezet) az Eurocode kúszásmodelljét felhasználva végeztük el a számításokat Fröhlich-, Sontag-, Fritz-módszerrel (ez utóbbinál a pontos és szabványos ψ értékekre is), valamint az ERM módszer és a MIDAS/Civil végeselemes szoftver segítségével is (ez utóbbi szintén az öregedő lineáris-viszkoelasztikus anyagmodellt alkalmazza). A számítások C20/25-ös betonra vonatkoznak. Mindegyik esetben az egyes keresztmetszeti részekben ébredő igénybevételeket (normálerő, illetve az acélban ébredő hajlítónyomaték) hasonlítottuk össze egymással (6. ábra). A betonban ébredő nyomatékot azonban sehol nem vizsgáltuk, mert a teherviselésben kis szerepet játszik, mivel a betonban ébredő feszültség nagyobb része a normálerőből keletkezik. Ezzel együtt meg kell jegyezni, hogy ebben az igénybevételben adódtak a legnagyobb eltérések végig a számítás során (akár a 100%-ot is elérték a viszonyítási alaphoz képest).

76

7. ábra: Kúszási tényező végértékeinek alakulása a beton szilárdságának függvényében (paraméterek: relatív páratartalom 80%, egyenértékű vastagság 250 mm, megterhelés 28 napos korban)

Vizsgálataink során azt tapasztaltuk, hogy a szerkezeti választ leíró modellek közül a Fröhlich- és Sontag-módszerek mindig együtt mozognak. A Fritz-módszer eredményei C40/50-es beton esetén (ahol a kúszási végértékben levő eltérések nagyobbak) kissé eltérnek a másik két módszerétől, de jellegükben hasonlóak, ezért a továbbiakban csak a Fröhlich-módszer eredményeit vizsgáljuk. A 8. ábrán foglaltuk össze különböző anyagmodellekkel számított eredményeket. A legtöbb megépült öszvérszerkezet merevségi arányai 2–6 méter közötti betonszélességnek felelnek meg. Ebben a tartományban az anyagmodellekből származó különbség C40/50-es (vagy magasabb) betonszilárdság esetén a 10%-ot is meghaladhatja, ami jelentős


<ƷƐǌĄƐͲ ŶŽƌŵĄůĞƌƅ

<ƷƐǌĄƐͲ ĂĐĠůŶǇŽŵĂƚĠŬ

ϭϬϱй ϭϭϮй DĂͲ D^;ϮϬͿ

ϭϬϬй

ƌĄŶǇͲŚĞ ĞǌǀŝƐǌŽŶǇşƚǀĂ΀й΁

ƌĄŶǇͲŚ ŚĞǌǀŝƐǌŽŶǇşƚǀĂ΀й΁

ϭϭϬй ϵϱй

ϵϬй

EĐͲ D^;ϮϬͿ

ϴϱй

EĐͲ D;ϮϬͿ ϴϬй

DĂͲ D;ϮϬͿ DĂͲ D^;ϰϬͿ

ϭϬϴй

DĂͲ D;ϰϬͿ ϭϬϲй

ϭϬϰй

ϭϬϮй

EĐͲ D^;ϰϬͿ ϭϬϬй

EĐͲ D;ϰϬͿ ϳϱй Ϭ

ϭ

Ϯ

ϯ

ϰ

ϱ

ϲ

ϳ

ϴ

ϵ

ϭϬ

ϵϴй Ϭ

ϭ

Ϯ

ϯ

ϰ

ĞƚŽŶƐǌĠůĞƐƐĠŐĞ΀ŵ΁

ϱ

ϲ

ϳ

ϴ

ϵ

ϭϬ


8. ábra: Kúszás – különböző anyagmodellek

5.2. Zsugorodás Először itt is azt vizsgáltuk, hogy az egyes szabványok által javasolt zsugorodási végértékekben milyen eltérések vannak a jellemző paraméterek változtatása esetén. Ezt foglalja össze a 9. ábra (a paraméterek megegyeznek a kúszásnál ismertetettekkel). A 9. (a) ábrán a zsugorodás végértékének szilárdságtól való függését látjuk 250 mm-es egyenértékű vastagság esetén. Az MSZ által adott érték nem függ a szilárdságtól, az Eurocode figyelembe veszi a nagy szilárdságú betonok jelentősebb autogén zsugorodását, ezért előbb csökken, aztán nő a zsugorodás végértéke. A Model Code a szilárdság növekedtével csökkenő zsugorodási végértéket ad. Ez három teljesen különböző viselkedésű modell, melyek értékei akár másfélszeresei is lehetnek egymásnak. A 9. (b) ábrán az egyenértékű vastagságtól való függés látható 28 MPa várható szilárdság esetén. Az EC és az MSZ hasonló jellegű viselkedést mutat, de eltolva egymástól: minél nagyobb az egyenértékű vastagság, annál kisebb a fajlagos felület, és emiatt kisebb a kialakuló zsugorodás

végértéke, valamint annak sebessége is. A Model Code esetén csak a sebesség csökken, a végérték nem változik (lásd szaggatott vonalak, melyek 25 000 napos betonhoz tartoznak). Az egyes modellek között itt is jelentős, akár másfélszeres eltérések lehetnek. Ezután C20/25 és C40/50 betonszilárdság feltételezésével is elvégeztük a számításokat az öszvérgerendán, ezek eredményei láthatók a 10. ábrán. A normálerők és az acélban ébredő nyomatékok ugyanúgy viselkedtek, így most csak a normálerőket mutatjuk be. Az ábrán látható, hogy a kúszásnál tapasztalt eltéréseknél jelentősen nagyobb különbségek adódtak az egyes anyagmodellek között. Megfigyelhető,

ƐƵŐŽƌŽĚĄƐͲ ŶŽƌŵĄůĞƌƅ ϭϱϬй

ϭϰϬй

ƌĄŶǇͲŚ ŚĞǌǀŝƐǌŽŶǇşƚǀĂ΀й΁

eltérésnek számít. C20/25-ös beton alkalmazása esetén viszont az eltérések 2–3%-on belül maradnak. A 7. és 8. ábrát összevetve az is megfigyelhető ugyanakkor, hogy a kúszási tényező végértékeiben levő eltérésnél kisebb az igénybevételek közötti különbség, az előbbi ugyanis 50% körül van C40/50-es beton esetén.

ϭϯϬй

ϭϮϬй

EĐͲ D^;ϮϬͿ ϭϭϬй EĐͲ D;ϮϬͿ EĐͲ D^;ϰϬͿ ϭϬϬй EĐͲ D;ϰϬͿ

ϵϬй Ϭ

ϭ

Ϯ

ϯ

ϰ

ϱ

ϲ

ϳ

ϴ

ϵ

ϭϬ


10. ábra: Zsugorodás – különböző anyagmodellek

9. ábra: A zsugorodás végértékének függése a beton szilárdságától (a) és az egyenértékű vastagságától (b)


77

1. táblázat: A zsugorodás végértékeinek aránya

hogy széles betonlemezek esetén a görbék a zsugorodás végértékei közötti arányhoz tartanak (lásd 1. táblázat), azaz széles betonlemezek esetén már elenyésző hatása van a kúszásnak a zsugorodás hatására kialakuló belső igénybevételekre. Míg az előző fejezetben azt tapasztaltuk, hogy a kúszási tényezők eltérésénél kisebb az igénybevételek változása, most hasonló mértékű a zsugorodási végértékek és az igénybevételek eltérése. A Model Code esetén C40-es betonnál minden betonszélességre 140%-os eredményt kaptunk, mivel itt a Model Code által adott kúszási tényező megegyezik az Eurocodeéval, így csak a zsugorodás végértékében van eltérés, ez éppen 1,4-szeres. A Magyar Szabvány esetén a beton szilárdságától nem függ sem a kúszás, sem a zsugorodás, így az egyetlen különbséget a két MSZ görbe között a beton rugalmassági modulusa okozza, mely az előbbiekkel ellentétben a szilárdság függvényében változik.

6. ÖSZVÉRSZERKEZETI MODELLEK ÖSSZEHASONLÍTÁSA

EŽƌŵĄůĞƌƅ ϭϬϴ͕Ϭй ϭϬϲ͕Ϭй ϭϬϰ͕Ϭй

ƌĄŶǇD/^ͲŚŽǌǀŝƐǌŽŶǇşƚǀĂ

DĂŐǇĂƌ^ǌĂďǀĄŶǇ DŽĚĞůŽĚĞ

ďĞƚŽŶƐǌŝůĄƌĚƐĄŐ ϮϬ ϰϬ ϭϮϭ͕Ϭϴй ϭϮϭ͕ϴϴй ϭϰϴ͕Ϯϲй ϭϰϬ͕Ϯϰй

ϭϬϮ͕Ϭй ϭϬϬ͕Ϭй

ERM MIDAS

ϵϴ͕Ϭй

Sontag Fröhlich

ϵϲ͕Ϭй

Fritz (1,1 ϵϰ͕Ϭй

Fritz (Ȍ)

ϵϮ͕Ϭй ϵϬ͕Ϭй ϴϴ͕Ϭй Ϭ

ϭ

Ϯ

ϯ

ϰ

ϱ

ϲ

ϳ

ϴ

ϵ

ϭϬ


11. ábra: Kúszás – különböző számítási modellek I.

ĐĠůŶǇŽŵĂƚĠŬŽŬ ϭϬϰ͕Ϭй

ϭϬϮ͕Ϭй

ϭϬϬ͕Ϭй

ƌĄŶǇD/^ͲŚŽǌǀŝƐǌŽŶǇşƚǀĂ

ĂŶǇĂŐŵŽĚĞůů

ϵϴ͕Ϭй

ERM MIDAS

ϵϲ͕Ϭй

Sontag Fröhlich

ϵϰ͕Ϭй

Fritz (1,1 Fritz (Ȍ)

ϵϮ͕Ϭй

ϵϬ͕Ϭй

Az anyagmodellek megválasztásának hatása után az egyes szerkezeti modellek eltéréseit vizsgáltuk, immár az anyagmodell változtatása nélkül, C20/25-ös anyagminőség esetén. A további paraméterek és terhelési adatok a korábbiakkal megegyeznek (lásd 4. fejezet).

6.1. Kúszás A 11. és 12. ábrán látható görbék három csoportba sorolhatók. Az első csoport a MIDAS program által szolgáltatott görbe (numerikus csoport). Az összehasonlításban ezt a görbét vettük 100%-nak, a többi számítási modell által adott eredményeket ehhez hasonlítottuk. A második csoportba a Fröhlich-, Sontag- és a pontos Fritz- (ψ) módszer tartozik (analitikus csoport). Ezek kisebb betonmerevségek esetén azonos irányban térnek el a numerikus eredményektől, amit az magyaráz, hogy ezek a módszerek közvetlenül egymásból lettek levezetve. A harmadik csoportba tartozik az egyszerűsített Fritz- (1,1) és az ERM módszer. Bár különböző elméleti alapon nyugszanak, eredményeik mégis igen hasonlóak. Ezek kis betonmerevségek esetén éppen ellentétes viselkedést mutatnak, mint az analitikus csoport, azonban a beton szélességének növelésével az eredményeik közelítenek a numerikus csoport értékeihez. A kétféle Fritz-módszerrel számított eredmények közötti különbség a ψ értékében van. Látható, hogy e két változat 3–3,5 méteres betonszélesség esetén megegyezik, ennél szélesebb betonlemez esetén az eltérés elhanyagolható mértékű (0,5–1%). Nagyon kis merevségű betonlemez esetén azonban az egyszerűsített eljárás jelentős eltérést okoz a Fritz- (ψ) módszertől, mely elérheti a 15%-ot is a normálerőket tekintve. A Sontag-módszer eredményei igazolják az eljárás alapfeltevését, vagyis elhanyagolható betonmerevség esetén a Sontag-eljárás visszaadja a Fröhlich-módszer szerinti ered-

78

ϴϴ͕Ϭй Ϭ

ϭ

Ϯ

ϯ

ϰ

ϱ

ϲ

ϳ

ϴ

ϵ

ϭϬ


12. ábra: Kúszás – különböző számítási modellek II.

ményt. Valamint az is megfigyelhető, hogy mivel a pontos ψ-ket felhasználó Fritz-módszer a Sontag-módszerből van levezetve, ezért kis betonmerevségek esetén ez a két megoldás is ugyanahhoz az értékhez tart, és a betonmerevségek változása miatt bekövetkező változás karakterisztikája is hasonló. Az acélban ébredő nyomatékok esetén az eltérés a két Fritz-módszer között kisebb, mint a normálerők esetén. A 11. és 12. ábrán megfigyelhető az is, hogy a Fröhlichmódszer eredménye erőteljesen eltér az összes többi módszerrel kapott eredménytől. A Sontag-, Fritz- (ψ) és Fritz (1,1) módszerektől való eltérés azzal magyarázható, hogy ezek a Fröhlich-módszerből kerültek levezetésre, és mindegyik tartalmaz valamilyen egyszerűsítést, melyek annál nagyobb eltérést okoznak, minél nagyobb a beton merevségének aránya a teljes keresztmetszet merevségéhez viszonyítva. Így lehetséges az, hogy a pontosnak tekintett Fröhlich-módszer a 12. ábrán láthatóan a többi módszerhez viszonyítva akár 10%-os eltérést is eredményezhet. Az anyagi viselkedés eltérő figyelembevétele a MIDAS és ERM módszerek eredményeiben eltérést okoz a Fröhlichmódszerhez képest. Az utóbbi Dischinger modellje alapján került levezetésre, míg a MIDAS és ERM öregedő lineárisviszkoelasztikus modellt használ. A Fritz- (1,1) görbe – annak ellenére, hogy ez is a Dischinger-modellt alkalmazza – a MIDAS és ERM görbékhez fut közel. Ezt az magyarázza, hogy a számítás egyszerűsítésére bevezetett 1,1-es tényező értéke már nem függ a beton szélességétől, így egy ugyanolyan típusú kifejezést kapunk, mint az ERM módszernél (lásd 9. és 13. egyenlet): egy effektív/egyenértékű rugalmassági modulust kell kiszámítani, melynek képletében


szereplő együttható nem veszi figyelembe a keresztmetszet merevségi arányait. Összességében elmondható, hogy a normális merevségi arányokkal rendelkező gerendák esetén (a Fröhlich-módszert kivéve) ±3%-os intervallumban szóródnak az eredmények a MIDAS programmal kapott megoldáshoz képest, ami gyakorlati szempontból egy igen szűk sávnak tekinthető.

6.2. Zsugorodás Az acélban ébredő nyomatékok alakulását a 13. ábrán, a normálerőkét a 14. ábrán mutatjuk be. Az acélban ébredő nyomatékok, valamint a normálerők értéke kevéssé tér el (±3%) a referenciának választott MIDAS program eredményeitől (kivétel a Sontag-módszert, széles betonlemez esetén). Ebben a vizsgálatban is elkülöníthető a korábban bemutatott három csoport: az analitikus görbék, a rögzített ψ tényezőt alkalmazó Fritz-módszer, valamint a numerikus eredmény.

EǇŽŵĂƚĠŬ͗ƐƵŐŽƌŽĚĄƐͲ<ƷƐǌĄƐ ϭϬϱ͕Ϭй ϭϬϰ͕Ϭй

ƌĄŶǇD/ ^ŚŽǌǀŝƐǌŽŶǇşƚǀĂ

ϭϬϯ͕Ϭй ϭϬϮ͕Ϭй

MIDAS

ϭϬϭ͕Ϭй

Fröhlich ϭϬϬ͕Ϭй

Sontag Fritz (0,52

ϵϵ͕Ϭй

Fritz (Ȍ)

ϵϴ͕Ϭй ϵϳ͕Ϭй ϵϲ͕Ϭй Ϭ

Ϯ

ϰ

ϲ

ϴ

ϭϬ

ϭϮ


13. ábra: Zsugorodás – különböző számítási modellek I.

EŽƌŵĄůĞƌƅ͗ƐƵŐŽƌŽĚĄƐͲ<ƷƐǌĄƐ ϭϬϱ͕Ϭй ϭϬϰ͕Ϭй

ƌĄŶǇD/ ^ŚŽǌǀŝƐǌŽŶǇşƚǀĂ

ϭϬϯ͕Ϭй ϭϬϮ͕Ϭй

MIDAS

ϭϬϭ͕Ϭй

Fröhlich ϭϬϬ͕Ϭй

Sontag

7. ÖSSZEFOGLALÓ MEGÁLLAPÍTÁSOK A cikkben először röviden bemutattuk a lassú alakváltozásokat leíró modellek két szintjét: az anyagi viselkedés és a szerkezeti válasz modelljeit. Bemutattuk, hogyan fejlődtek az anyagmodellek, illetve milyen klasszikus és modern lehetőségek vannak a lassú alakváltozások öszvérszerkezetekre gyakorolt hatásának vizsgálatára. Ezen modelleket összehasonlítottuk egy kéttámaszú gerenda lassú alakváltozásait vizsgálva. Összességében vizsgálataink azt mutatták, hogy a legnagyobb eltérések a betonban ébredő nyomatékok között találhatók. Ám mivel ezen nyomatékokból adódó feszültségek nagysága a normálerőből adódó feszültségekhez képest kicsi, így vizsgálatuktól el lehet tekinteni. Amennyiben csak állandó teherrel terhelt szerkezetet tekintünk, az általunk vizsgált kúszási anyagmodellek (MSZ, Eurocode, Model Code) különbsége C20/25-ös beton esetén elenyésző eltéréseket okoz (2–3%), C40/50-es beton esetén ez az eltérés már 10% fölé emelkedik. A zsugorodásból adódó kúszást vizsgálva szemben a tiszta kúszással, igen jelentős eltéréseket kaptunk a különböző anyagmodellek használata során. A különbségek elérhetik az 50%-ot is, amit a zsugorodás végértékének becslésében levő, nagyjából ugyanekkora eltérés okoz. Azaz az egyes szabványos anyagmodellek kiválasztása mind a kúszás, de főleg a zsugorodás jelenségének kezelésére nagy hatással van. Állandó nyomatékkal terhelt gerenda esetén (immár csak az Eurocode-féle anyagmodellt tekintve) a különböző szerkezeti választ leíró modellek a MIDAS programban alkalmazott modellhez képest maximum ~10% eltérést mutattak. Zsugorodás esetén kicsit kisebb eltérések adódtak (max. ~5%) (lásd 2. táblázat). Ez azt jelenti, hogy a számítási modellek közötti különbségek kúszás esetén az anyagmodellekből származó eltérések alatt maradnak, de igen közel esnek azokhoz. Az anyagmodellek által adott eltérések ugyanakkor jelentősen függenek a beton szilárdságától. Nagyobb szilárdság esetén a Magyar Szabvány és az Eurocode között jelentősebb az eltérés, ugyanakkor a C20/25-ös betonok esetén az össszes vizsgált anyagmodell 6%-on belüli eltéréseket eredményez. Zsugorodás esetén viszont az anyagmodellek hatása egyértelműen nagyobb jelentőséggel bír, mint a számítási modelleké, a szilárdság értékétől függetlenül. 2. táblázat: Legnagyobb eltérések

Fritz (0,52 ϵϵ͕Ϭй

ǌƐƵŐŽƌŽĚĄƐ ƚŝƐǌƚĂŬƷƐǌĄƐ ŶŽƌŵĄůĞƌƅ ŶǇŽŵĂƚĠŬ ŶŽƌŵĄůĞƌƅ ŶǇŽŵĂƚĠŬ

Fritz (Ȍ)

ϵϴ͕Ϭй ϵϳ͕Ϭй ϵϲ͕Ϭй Ϭ

Ϯ

ϰ

ϲ

ϴ

ϭϬ

ϭϮ

ĂŶǇĂŐŵŽĚĞůů;ϮϬͿ ĂŶǇĂŐŵŽĚĞůů;ϰϬͿ ƐǌĄŵşƚĄƐŝŵŽĚĞůů

ϲ͕Ϭй ϮϬ͕Ϭй ϵ͕ϱй

Ϯ͕Ϯй ϭϭ͕Ϭй ϭϬ͕ϱй

ϰϴ͕Ϭй ϰϬ͕Ϭй ϯ͕ϱй

ϰ͕ϱй


14. ábra: Zsugorodás – különböző számítási modellek II.

Mindkét ábrán megfigyelhető, hogy a konstans ψ értéket alkalmazó Fritz-módszer által adott eredmények közel konstans eltérést mutatnak a MIDAS programmal kapott eredményekhez képest, az eltérésük a beton szélessségével alig változik. Összehasonlítva e két diagramot a 11–12. ábrákkal az látható, hogy zsugorodás esetén a nagyobb betonszélességeknél nem közelednek az eredmények egymáshoz mint az a kúszásnál látható volt, hanem épp ellenkezőleg, egymástól elszakadnak. Ugyanakkor itt nem kerül a Fröhlich-módszer annyira távol a többi eredménytől mint korábban, hanem széles betonlemezek esetén közelít a MIDAS eredményeihez.

A gyakorlatban elterjedten alkalmazott, konstans ψ értékkel dolgozó Fritz-módszer eltérése 3% alatt marad a modern öregedő lineáris-viszkoelasztikus anyagmodellt használó végeselemes eredményekhez képest, ami kellő pontosságot eredményez az egyszerű számítások során. Bonyolultabb szerkezetek esetén azonban a kézi számítás egyszerűsítő feltételezései a pontosságot rontják, a gépi számítás rugalmasabban alkalmazható. Nagy betonszélesség esetén a Fröhlich-módszer használata a többi módszerhez képest kb. 10% eltérést okoz állandó teher esetén, ami már az anyagmodellekben jelentkező eltérések mellett is jelentősnek mondható. Zsugorodásból adódó kúszás esetén ilyen probléma nem áll fenn.


79

Jelen cikkben csak az egyes keresztmetszeti részekben ébredő igénybevételeket vizsgáltuk egy statikailag határozott szerkezeten. A szerkezet alakjának és használhatósági határállapot vizsgálata, a különböző építési állapotok és módszerek összevetése és egyéb speciális kérdések (pl. együttdolgoztató kapcsolat merevségének hatása [8]) további kutatás tárgyai.

KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS Köszönetet mondunk a cikk előzményeként elkészült TDK dolgozatunk konzulenseinek – dr. Dunai László egyetemi tanárnak és dr. Kovács Tamás adjunktusnak – a kutatómunkánkhoz nyújtott segítségükért.

IRODALOM [1] Hegyi Péter, Somodi Balázs: A beton lassú alakváltozásainak modellezése, valamint öszvérszerkezetekre gyakorolt hatása, Tudományos Diákköri Dolgozat, BME, Építőmérnöki Kar, 2011. [2] CEB-fip Model Code 2010. [3] Analisys of Creep and Shrinkage Effects in Concrete Structures, reported by ACI Committee 209 (ACI 209.3R-XX) [4] Chiorino, Mario: Analysis of creep and shrinkage effects in concrete structures, posztgraduális oktatási anyag, CISM Training, May, 23-27, Udine, Italy, 2011. [5] Jankó László: Vasbeton hídszerkezetek, Műegyetem Kiadó, Budapest, 1998. [6] Creep v2.0 - www.polito.it/creepanalysis [7] Platthy Pál: Öszvértartók elmélete, Tankönyv Kiadó, 1966. [8] Erdélyi Szilvia, Dunai László: Light-gauge composite floor beam with self-drilling screw shear connector: experimental study; STEEL AND COMPOSITE STRUCTURES (ISSN: 12299367) 9:(3) pp. 255-274. (2009)

Fémszerkezetek tervezése, gyártása és gazdaságossága, DFE2013 2013, április 24–26., Miskolci Egyetem

KONFERENCIA FELHÍVÁS BEVEZETÉS A korszerű hegesztett fémszerkezeteknél a fő szempontok: a megfelelő teherviselő képesség (biztonság), a jól gyártható, technológiához jól illeszkedő szerkezet, illetve a gazdaságosság. Ezek az optimális méretezés révén kapcsolhatók egybe. A konferencia témakörei e három csoport köré szerveződnek. Célja a széles szakterület elméleti és gyakorlati szakembereinek összehozása, az elért eredmények bemutatása, a jövőbeni fejlődési tendenciák megismerése, kapcsolatok kialakítása. KORÁBBI KONFERENCIÁK Ötödik alkalommal szervezünk nagyobb nemzetközi konferenciát acélszerkezetek témakörében a Miskolci Egyetemen. 1996 augusztusában a Nemzetközi Csőszerkezeti Szimpóziumot szerveztük (International Symposium on Tubular Structures ISTS’96), 2003ban a Nemzetközi Fémszerkezeti Konferenciát (International Conference on Metal Structures ICMS2003), most pedig a Hegesztett szerkezetek tervezése, gyártása és gazdaságossága című konferenciát (Design, Fabrication and Economy of Welded Structures DFE2008). Minden esetben színvonalas nyugat-európai kiadó jelentette meg a cikkeket. A KONFERENCIA TÉMAKÖREI Tervezés: Szerkezetek analízise, tervezése, Numerikus módszerek és algoritmusok, Stabilitás, Törés, Fáradás, Rezgések és rezgéscsillapítás, Kapcsolatok, Vékonyfalú szerkezetek, Oszlop-gerenda kapcsolatok, Rácsos tartók, Keretek, Tornyok, Lemezek és héjak, Csőszerkezetek, Vasbeton szerkezetek, Végeselemes és határelemes alkalmazások, Tűzvédelem, Szélterhelés, Földrengésvédelem, Szerkezeti biztonság és megbízhatóság, Törésmechanika, Szerkezeti anyagok, Tervezési előírások, Ipari alkalmazások minden területen. Gyártás: Gyártási technológiák és módszerek, Hegesztési technológiák, Hegesztési maradó feszültségek és vetemedések, Hegesztési vetemedések, Gyártási sorrend, Környezetvédelem, Felületvédelem, Bevonatkészítés, Szerelés, Karbantartás, Megerősítés és felújítás, Ipari alkalmazások. Gazdaságosság: Gyártási költségek, Költségmérnöki vizsgálatok, Élettartam költségek, Szerkezet optimálás, Matematikai módszerek, Szakértői rendszerek, Ipari alkalmazások.

Várjuk résztvevők jelentkezését. A konferencia nyelve angol! Nincs tolmácsolás. A CIKKEK MEGJELENTETÉSE Az elfogadott cikkek a konferencia-kiadványban jelennek meg a Springer Kiadó gondozásában. A kiadványt minden regisztrált résztvevő megkapja. SZPONZORÁLÁS, KIÁLLÍTÁS, BEMUTATÓ Kérjük a tagvállalatokat, hogy jelentkezzenek a szervezőknél. Szponzori támogatás esetén a cég megjelenésére van lehetőség kiállítás és bemutató által. Külön is lehet kiállítónak jelentkezni. A poszter mérete 1x2 m. Lehetőség van a programfüzetben bemutatkozó oldalakat megjelentetni. Kérjük forduljanak a szervezőkhöz. A MISKOLCI EGYETEM A Miskolci Egyetem története 1735-ban kezdődött, amikor megalapították jogelődjét, a Bányászati és Kohászati Akadémiát Selmecbányán. Most 8 kara van az egyetemnek, Gépész- és Informatikai, Műszaki Földtudományi, Anyagtudományi és Kohászati, Jogi, Közgazdaságtudományi, Bölcsészeti, valamint a Bartók Béla Zeneművészeti és az Egészségtudományi. Hozzávetőlegesen 15 000 hallgatója van az egyetemnek. IDŐTÁBLA Esemény

-tól

-ig

Call for Papers

2012. február

Absztrakt leadás

2012. február

2012. szeptember 7.

2012. szeptember 28.

2012. szeptember 28. 2012. november 2. 2012. december 7.

2012. április

2012. november 30.

2012. december 1. 2013. április 24.

2013. március 31. 2013. április 26.

Absztrakt elfogadás Teljes cikk leadása Teljes cikk elfogadása Korai befizetés (early bird) Normál befizetés Konferencia

TOVÁBBI INFORMÁCIÓK Dr. Jármai Károly Miskolci Egyetem, 3515 Miskolc, Egyetemváros Tel. +46-565111 mellék 2028 hangposta, Fax. +46-563399 e-mail: [email protected]

Design, Fabrication and Economy of Metal Structures, DFE 2013 A konferencia honlapja http://www.dfe2013.uni-miskolc.hu E-mail: [email protected]

80


CÉGTÖRTÉNET A Ferrokov Vas- és Fémipari Kft. 1991-ben alakult közepes méretû ipari vállalkozás. A vállalat telephelye Somogy megyében Segesd községben található. A cég megalakulásakor acélszerkezetek bérmunkában történõ tûzihorganyzása volt a fõ profilunk. Az eltelt idõszakban a vállalkozás dinamikus fejlõdésnek indult, így jelentõs fejlesztéseket tudtunk megvalósítani. Tevékenységi körünket kibõvítettük acélszerkezetek, illetve tûzihorganyzott kötõelemek gyártásával, és ezzel a térség meghatározó termelõ egységévé váltunk. VÁLLALATI STRATÉGIA • Környezetbarát, európai szintû gyártás. • Egészséges és biztonságos munkakörnyezet. • A cég iránt elkötelezett munkavállalók hosszú távú foglalkoztatása. • Folyamatos megfelelés partnereink elvárásainak. • Megbízhatóság. ACÉLSZERKEZET-GYÁRTÁS Vállalkozunk kis-, és középméretû acélszerkezetek, illetve fém tömegcikkek elõállítására, valamint felajánljuk gyártóberendezéseink szabad kapacitását. A gyártást egy 1500 m2-es daruzott csarnokban, jól képzett szakemberek végzik. Vállaljuk aluminium és rozsdamentes szerkezetek gyártását is. A hegesztést végzõ munkatársaink a DIN EN 3834-2 és DIN 18800-7 D szabvány szerint minõsítettek. TÛZIHORGANYZÁS Tûzihorganyzás = Tökéletes felületvédelem A tûzihorganyzás napjainkban egyre szélesebb körben alkalmazott felületvédelmi eljárás, mely tartósan védi az acélt a korrózió ellen. A 30-40 évvel ezelõtt horganyzott szerkezetek ma is megfelelõ állapotban láthatók, bizonyítékul az eljárás létjogosultságára. Vállaljuk acélszerkezetek és apró fémtömegcikkek horganybevonattal történõ ellátását, mely kültéri igénybevétel esetén is tartós védelmet nyújt. Horganyzási kapacitásunk 8000 tonna/év. Horganyzó berendezéseink méretei: Acél tûzihorganyzókád: 4000 x 1200 x 2300 mm Kerámia tûzihorganyzókád: 2600 x 900 x 1200 mm KÖTŐELEMGYÁRTÁS Cégünktől tűzihorganyzott kivitelben az alábbi típusú kötőelemek rendelhetők meg 5.6-8 8.8-10.9-es anyagminőségig • Hatlap-fejű csavarok és csavaranyák M8-as mérettől M36-os méretig. • Egyenes és hajlított rúdcsavarok M8-as mérettől. • Ászok csavarok. • Lapos, rugós és négyszögalátétek.

EGYÉB SZOLGÁLTATÁSOK Partnereink közremûködését igénybe véve az általunk gyártott acélszerkezetek galvanizálását, festését és porszórással kialakított bevonattal történõ ellátását is vállalni tudjuk. A tûzihorganyzott termékeket külön díjazás ellenében repasszáljuk (a szabvány követelményein túlmenõen kikészítjük), illetve szükség esetén készre szereljük és csomagoljuk. Vállaljuk a termékek telephelyünkre történõ beszállításának, illetve a készterméknek a megrendelõ által megadott helyre történõ eljuttatásának lebonyolítását. A megrendelés állományunk nagyságától függõen, sürgõs esetekben – külön egyeztetés alapján – lehetõség van a termék tûzihorganyzásának a beszállítást követõ azonnali elvégzésére. KAPCSOLATOK Partnereinkkel német és angol nyelven is tudunk kapcsolatot tartani, ebben az esetben a központi számot szíveskedjenek hívni. Levelezési cím: H-7562 Segesd, Pálmaház utca 1. E-mail: [email protected], [email protected] Fax: 06(82)598-910 Telefonszámok: központ 06(82)598-900 TAGVÁLLALATAINK ÉS PARTNEREINK SZOLGÁLTATÁSAI – VILL-ACÉL Villamosipari Acélszerkezetgyártó Kft. 8361 Keszthely, Georgikon u. 22. Telefon: 00-36-(83)315-142, Fax: 00-36-(83)319-847 E-mail: [email protected] Tevékenység: villamosipari acélszerkezetek gyártása. Tanúsítványok: ISO 9001 szabvány szerinti minõségirányítási rendszertanúsítás. Referenciák: EON- DÉDÁSZ Rt., EON- ÉDÁSZ Rt., DÉMÁSZ Rt., ÉMÁSZ Rt., ELMÛ Rt. Kapcsolattartó: Zerényi Imre (magyar nyelven) – EKO-NET Kft. Derecske Ipartelep Telefon: 00-36-(54)547-108, Fax: 00-36-(54)423-065 E-mail: [email protected] Tevékenység: Hegesztett acélszerkezetek gyártása. Tanúsítványok: DIN 18800/7 Klasse szabvány szerinti hegesztõüzemi minõsítés. Referenciák: ausztriai piacra gyártott építõipari állványszerkezetek, dán piacra hidraulika tartályok. Kapcsolattartó: Kökényesi Róbert (angol, spanyol nyelven)


81

Legeza István ny. mérnök, főtanácsos

ACÉLSZERKEZETŰ VASÚTI HIDAK ÉPÍTÉSE, KORSZERŰSÍTÉSE AZ 1996–2011 KÖZÖTTI IDŐSZAKBAN Az utóbbi időszakban a közúti úthálózat fejlesztése során számos vasúti felüljáró létesítése vált szükségessé. Az új acélszerkezetű felüljárók megépítése mellett több acélhíd is átépült az 1996-2011 közötti időszakban. Az Északi vasúti híd átépítésével (a gyártási, előszerelési és szerelési tevékenységgel) az előző számokban több cikk is foglalkozott. A MAGÉSZ Magyar Acélszerkezeti Szövetség megbízásából készült „Az

BEVEZETÉS

Északi vasúti híd átépítése 2007-2009” című könyv részletesen bemutatja a csatlakozó vasútvonalakat, a hidat a születésétől az átépítéséig. A cikk bemutatja, hogy az acélhidak és ezen belül a hegesztett felszerkezetek részaránya milyen mértéket képvisel a vasúti hídállományból. Időrendben ismerteti a 20,0 m-nél nagyobb fesztávú vasúti acél felszerkezetek fontosabb jellemzőit. Nyilvántartott hidak [vágány-nyílás fm]

A vasúti hídállományt több szempontból lehet csoportosítani. A nyilvántartott 8601 hídból 4%-os részarányt képviselnek az acélhidak. Jellemzőbb képet mutat a vágánynyílás fm szerinti csoportosítás. Az acélhidak összessége a hídállag közel egyharmadát, mintegy 17,0 km-t tesz ki. Az acélhidak 30%-a viszont már korszerű, hegesztett acélszerkezet (1. ábra). Dr. Domanovszky Sándor több szakmai cikkben, összeállításban foglalkozott a magyarországi és a vasúti acél hídszerkezetek gyártásának különböző időszakaival – részletesen bemutatva és gazdag képanyaggal illusztrálva a kezdeti időszakot és a hegesztett vasúti felszerkezetek építésének 30 évét. Az 1965-ös évet a vasúti acélhidak építése szempontjából kettősség jellemzi. Ebben az évben adták át a forgalomnak az első hegesztett vasúti hidat, a bősárkányi Rábca-híd 34,3 tonna súlyú felszerkezetét és ugyanebben az évben helyezték forgalomba a győri Rába-híd 2x180,0 m hosszú (2240 tonna) szegecselt szerkezetét is. Az alábbiakban az építés sorrendjében ismertetem 1996 és 2011 közötti időszakban megépült, 20,0 m-nél nagyobb fesztávú vasúti acél felszerkezetek fontosabb jellemzőit. A hidak jellemző adatait az 1. táblázat tartalmazza.

0

649

5464

5233

16893 11660

26340

3946

Átereszek

Tégla,kĘ, beton, vasbeton hidak

Egyéb szerkezetĦ hidak

Ideiglenes provizórium

Felüljáró gyalogfelüljárók

Hegesztett acélhidak

Szegecselt acélhidak

1. ábra: A MÁV hidak szerkezeti kialakítás szerinti megoszlása

1. A BAKONY-ÉR HÍD (1996) A Bp. Keleti pu. – Hegyeshalom oh. vasútvonal (1993– 1997) felújítása során a 1256+00,55 hm szelvényben lévő 22,0 m nyílású Bakony-ér híd hídgerendás acélszerkezete, valamint az űr- és rakszelvény korlátozott volta miatt nem felelt meg a fővonali követelményeknek.

2. ábra: A Bakony-ér híd. Az új híd keresztmetszete

82


Az új híd felszerkezete ágyazatátvezetéses, ortotrop alsó pályás, gerinclemezes főtartós acélszerkezet. Vágányonként külön híd épült. A felszerkezet támaszköze 23,20, hossza 24,00 m. A főtartó szelvénye:1550-14 gerinclemez, 480-(20-40) alsó és felső övlemez és 440-(20-40) méretű pótövlemez. A főtartók távolsága felül 4880, alul 4420 mm. A pályalemezt a kereszttartókon folytatólagosan átvezetett hosszbordák merevítik. A főtartók külső oldalán van teljes értékű merevítés. A szerkezeti magasság: 1710 mm. A hídon a vasúti felépítmény zúzottkő ágyazatban van átvezetve (2. ábra). A kiemelt szerkezetek egyike a Gyékényes–Szentlőrinc vasútvonal 670+21 hm szelvényébe lett beépítve az ott lévő „E” provizórium helyére, előre gyártott vasbeton hídfőkre. A beépítést követően a vonalon megszüntetésre került a sebesség- és tengelyterhelés korlátozása (3. ábra).

4. ábra: A Szerencs-patak hídja

A két fél híd középen helyszíni NF-csavaros illesztéssel kapcsolódnak egymáshoz. A hídfás felépítmény rögzítése központosítóléces kialakítású (4. ábra).

3. A GAJA-PATAK HÍD (1999)

3. ábra: A barcsi Rinya-híd

2. A SZERENCS-PATAK HÍDJA (1998) A Szerencs–Hidasnémeti vasútvonal 185+01,83 hm szelvényében lévő gyenge teherbírású, szegecselt, félállandó jellegű felszerkezet helyett 1998-ban süllyesztett pályás, gerinclemezes, hegesztett acélhíd épült. A felszerkezet támaszköze: 21,00 m, a szerkezeti magasság: 1371 mm. A főttartó szelvénye: 2100-16 gerinclemez, 400-40 alsó és felső övlemez. A főtartók távolsága felül 5000, alul 4600 mm, a kereszttartók egymástól való távolsága 3400 mm.

5. ábra: A Gaja-patak híd oldalnézete

Az 1899-ben készült, oszlopos rácsozású, húzott rácsrudakkal épült, nyitott pályás, folytacél anyagú felszerkezet teherbírási hiányok és korróziós károk miatt nem felelt meg a korszerű követelményeknek, ezért a híd átépítése mellett döntöttek. Az új felszerkezet ortotrop lemezes, alsó pályás, ágyazatátvezetéses, felső szélrács nélküli, rácsos szerkezet, mely hegesztett kivitelben készült, helyszíni NF-csavaros kapcsolatokkal. A főtartó támaszköze 35,46 m (9x3,94 m), a hálózati magasság 3412 mm, a kereszttartók távolsága 3940 mm, a főtartók tengelytávolsága 5000 mm. A szerkezet teljes magassága 4412 mm. A szerkezeti magasság: 1515 mm (5. ábra). Ez az első olyan vasúti, rácsos acélhíd, ahol a főtartónak nincs a klasszikus értelemben vett alsó övrúdja. A pályaszerkezet, mint egy tárcsa tölti be az alsó öv és a szélrácsok szerepét. Az így kialakított szerkezet egy olyan térbeli tartó, amit statikai vizsgálat szempontjából nehéz önálló, síkbeli elemekre bontani. Az ilyen szerkezet a mai gépi számítási lehetőségek eredménye, hiszen ezek révén készíthető a valósághoz leginkább hasonló statikai modell. Az ilyen tervezéssel a felhasznált anyag ésszerűbben osztható el, gazdaságosabb szerkezet alakítható ki.

Ã


83

4. A SZEKSZÁRDI SIÓ-HÍD (2000) A szekszárdi Sió-híd a Rétszilas–Szekszárd–Bátaszék vasútvonal 520+90 hm szelvényében, 90°-os szögben keresztezi a Sió-csatornát, annak 18+011 fkm szelvényében. A Nagydorog–Szekszárd vonalszakasz korszerűsítésével a pályasebesség 100 km/h-ra, a nemzetközi besorolás szerinti osztálya B1-re változott. A meglévő acélszerkezetnek sem teherbírása, sem szélessége nem felelt meg ezen követelményeknek, ezért a szerkezet átépítése mellett döntöttek. Az új híd egynyílású, rácsos, alsó pályás felszerkezet ortotrop pályaszerkezetű, nyitott (felső szélrács nélküli), hegesztett acél konstrukció. A rácsos tartóban külön alsó övrudak nincsenek, alsó övként a pályaszerkezet szolgál, mely az alsó szélrácsok illetve a féktartók szerepét is betölti. A főtartó támaszköze a régi híddal megegyezik: 52,00 m, a felszerkezet teljes hossza 53,032 m. A tartó magassága 5280 mm, a kereszttartók egymástól 5200 mm, a főtartók 5000 mm távolságra vannak (6. ábra). A szerkezeti magasság: 800 mm.

6. ábra: A szekszárdi Sió-híd

5. A SIMONTORNYAI SIÓ-HÍD (2000) A Budapest-Kelenföld–Pusztaszabolcs–Dombóvár vv. a 979/80 szelvényben keresztezi a Sió-csatornát, annak 74+974 fkm szelvényében. Az eredeti hidat 1882-ben épí-

tették, majd a második világháború során felrobbantották. Az 1954-ben forgalomba helyezett műtárgy felszerkezete eredetileg 1896-ban készült az Északi vasúti Duna-híd részére, amelyet lerövidítve és átalakítva építettek be ezen a helyen. Az új rácsos főtartó támaszköze 82,80 m, hálózati magassága 8,6 m, csomópontjainak távolsága 9,2 m, a főtartók távolsága 5,1 m. A főtartó oszlop nélküli rácsozású. A ferde rudak I keresztmetszetűek, a felső öv, és a végső rácsrúd „kalap”-szelvény. A felső öv rúdjait K rácsozású szélrács merevíti, a híd két végén erőteljes kapuzat van, melynek gerendája hegesztett C szelvény. Az alsó övet a híd teljes szélességében elhelyezkedő ortotrop lemez képezi. Szerkezeti magasság: 1515 mm. A hídon a vasúti pálya átvezetését rugalmasan ágyazott sínleerősítési rendszer (Edilon) biztosítja.

6. A 61. SZ. FŐÚT FELETTI VASÚTI FELÜLJÁRÓ (2001) A 61. sz. főút Kaposvárt északról elkerülő szakaszának megépítése szükségessé tette a Kaposvár–Fonyód vasútvonal 55+52,87 hm szelvényében vasúti híd létesítését. A vasúti felüljáró 80°-os szögben keresztezi a 61. sz. főút elkerülő szakaszát, annak 123+241,99 km szelvényében. A felszerkezet egy ortotrop pályalemezes, alsó pályás, felső szélrács nélküli, rácsos hídszerkezet, hegesztett kivitelben. A főtartó támaszköze 33,00 m (8x4125 mm), a szerkezet teljes magassága hídközépben 3946 mm. Az oszlop nélküli, szimmetrikus rácsozású főtartók felső övrúdjai hegesztett Π szelvények. A rácsrudak szimmetrikus keresztmetszetű, hegesztett I tartók. A rácsrudak bekötése NF-csavaros kapcsolat (8. ábra). Az ortotrop pályaszerkezet 14 mm vastag pályalemezből, 200 mm magas, 16 mm falvastagságú hosszbordákból, valamint hossztartókból és kereszttartókból áll. Az alsó szélrács illetve a féktartó szerepét a tárcsaként működő ortotrop pályalemez tölti be. A hídon a vasúti pálya átvezetését rugalmasan ágyazott sínleerősítési rendszer (Edilon) biztosítja. A szerkezeti magasság: 803 mm.

8. ábra: A 61. sz. főút feletti vasúti felüljáró

Ã 7. ábra: A simontornyai Sió-híd

84


7. KÖRÖS-HÍD MEDERNYÍLÁSOK, KUNSZENTMÁRTON (2002) A kunszentmártoni Körös-híd a Tiszatenyő–Szentes–Hódmezővásárhely Népkert elágazás vasútvonal 333+90,83 hm szelvényben, 90°-os szögben keresztezi a Hármas-Körös folyót, annak 22,425 fkm szelvényében. A több mint 100 éves hidat többször átépítették. A 236 m hosszú híd Tiszatenyő felőli oldalon 6, a Kunszentmárton felőli oldalon 2, egyenként 14,60 m támaszközű ártéri, valamint a közöttük lévő három (19,30; 59,40 és 20,80 m tmk.) mederszerkezetből állt. Az ártéri, felső pályás szerkezetek az 1990. évi felújítás során kerültek a helyükre.

A 2002-ben végrehajtott munka fő feladata a régi mederszerkezetek kiváltása volt. Az avult három nyílás helyett – jelentős alépítményi munkákat követően egy 25,70 m támaszközű, süllyesztett pályás gerinclemezes (9. ábra) és egy 74,70 m támaszközű, alsó pályás, rácsos acél felszerkezet épült be központosítóléces felépítménnyel (10. ábra).

8. UKK–RÉDICS VASÚTVONAL ZALA-HÍD (2002) Az Ukk–Rédics vasútvonal 392+12 hm szelvényben lévő háromnyílású (15,80 m, 30,80 m, 15,80 m tmk.) acélhíd középső, rácsos felszerkezetének egyes rácsrúdjait az űrszelvényen túlnyúló rakomány súlyosan megrongálta. A hídon bevezetett 40 km/h állandó lassújel miatt a középső nyílásban lévő felszerkezetet bontást követően pótolni kellett. Az új felszerkezet gerinclemezes, nyílt pályás (központosítóléces) kialakítású. A támaszköz (a régiével megegyezően): 30,80 m, a főtartótengelyek távolsága: 4700 mm (a régié 4500 mm), a főtartók gerincmagassága 2500 mm, de a támaszok közelében lecsökken 1200 mm-re (11. ábra). A hossz- és kereszttartók egyforma magasak, felső övük színel, így a központosítóléc folyamatosan végigmegy a kereszttartók fölött. A kereszttartók 5130 mm-re vannak egymástól.

11. ábra: A Zala-híd új medernyílása

9. A ZALA-HÍD – DELTAVÁGÁNY (2003) 9. ábra: A Körös-híd – gerinclemezes felszerkezet

10. ábra: A Körös-híd új felszerkezetei

A zalaegerszegi deltavágány megépítését a Szlovénia és Magyarország közötti új vasútvonal akadálytalan kiszolgálása és az országos hálózatba való közvetlen bekötése indokolta. A vasúti pálya a Zala-híd környezetében alaprajzilag 600 m sugarú ívben, hossz-szelvényileg 6‰ esésben halad. A Zala-híd leírása: Az íves vasúti pálya és a keresztezés nagy ferdesége miatt háromnyílású, folytatólagos, alaprajzilag íves és ferde felszerkezet készült, ami egy ortotrop pályalemezes, rácsos és a közbenső támaszok felett kiékelt acélszerkezet. A három szabadnyílás folyásirányra merőlegesen mért hossza: 28,37 + 37,98 + 23,99 = 90,34 m. Az ívesen ~131,0 m hosszú szerkezetet 25 darab, a vágánytengelyben mérve ~5,2 m hosszú keretállás alkotja. A főtartók tengelytávolsága 5,40 m. A keretállások hosszának és a főtartók tengelytávolságának közel azonos mérete tette lehetővé, hogy a közbenső táma-


85

12. ábra: A Zala-híd „távolban eltűnő” felszerkezete

szok a Zalával csaknem párhuzamosan helyezkedhessenek el. A hídfőknél a támaszok vonala a vágánytengelyre merőleges. Keretállásonként a rácsos tartó alaprajzilag sokszög vonalban követi a pálya ívelését (12. ábra). A szerkezeti magasság: 1012 mm. A hídon a vasúti pálya átvezetését rugalmasan ágyazott sínleerősítési rendszer (Edilon) biztosítja.

10. A 2112. SZ. FŐÚT FELETTI VASÚTI FELÜLJÁRÓ, SALGÓTARJÁN (2006) A salgótarjáni tehermentesítő út építése során vált szükségessé a Hatvan–Somoskőújfalu vasútvonal 1295+40,77 hm (a 2112 jelű út 6+595,79 km) szelvényben vasúti híd létesítése. A híd teljes megépítése 3 hónapos vágányzárban valósult meg. A vasúti pálya alaprajzilag 300 m sugarú ívben, hossz-szelvényileg ~16‰ emelkedőben halad. A 38,60 m támaszközű híd felszerkezete ágyazatátvezetéses, ortotrop pályás, nyitott rácsos acélszerkezet. A főtartók hálózati magassága 3,80 m, tengelytávolsága 6000 mm. A rácsos főtartó szimmetrikus rácsozású, párhuzamos övű szerkezet. Az övek kalap szelvényűek, az alsó öv a pályalemezzel együttdolgozik. A trapézbordákkal merevített pályalemez 16 mm vastag. A keresztartók osztása 4289 mm, magasságuk középen 1000 mm.

13. ábra: A 2112. sz. főút vasúti felüljáró, próbaterhelés

A vasúti felépítmény az ortotrop pályaszerkezeten átvezetett ágyazatra került. A híd szerkezeti magassága: 1710 mm. Az átvezetett vasútvonal ívben fekszik, de az acélszerkezet alaprajzilag egyenes (13. ábra).

11. A 71. SZ. FŐÚT FELETTI VASÚTI FELÜLJÁRÓ HÍD (2006) A 71. sz. főút Balatonakarattyát, Balatonkenesét és Balatonfűzfőt elkerülő szakaszának létesítésekor a Szabadbattyán–Tapolca vasútvonal 319+09,15 hm szelvényben vasúti felüljáró építése vált szükségessé. Tárgyi helyen a vasútvonal 80°-os szögben keresztezi a 71. sz. elkerülő – a távlati M8-as főközlekedési utat. A felszerkezet egy ortotrop pályalemezes, alsó pályás, felső szélrács nélküli, rácsos hídszerkezet, hegesztett kivitelben. A főtartó támaszköze 38,25 m (9x4250 mm), az elméleti hálózati magasság 3800 mm, a szerkezet teljes magassága hídközépben 4399 mm. A főtartók tengelytávolsága 5000 mm, a kereszttartók távolsága 4250 mm. A szerkezeti magasság: 803 mm (14. ábra).

14. ábra: A 71. sz. főút vasúti felüljáró próbaterhelés

86


12. A VASVÁRI RÁBA-HÍD (2006)

13. AZ M0 AUTÓPÁLYA FELETTI HÍD, MAGLÓD (2008)

Az Ágfalva–Nagykanizsa vasútvonal 1172+77 hm szelvényében lévő háromnyílású, gyenge teherbírású, vasbeton teknőhíd helyett 2006-ban új acélhíd épült. Az egynyílású felszerkezet egy ortotrop pályalemezes, alsó pályás, felső szélrács nélküli (nyitott), hegesztett rácsos hídszerkezet. A főtartó támaszköze 52,00 m (10x5200 mm), a felszerkezet teljes hossza 53,00 m, az elméleti hálózati magasság 4700 mm, a szerkezet teljes magassága 5280 mm. A főtartók tengelytávolsága 5000 mm, a kereszttartók távolsága 5200 mm. A rácsos tartóban külön alsó övrudak nincsenek, alsó övként a teljes pályaszerkezet szolgál. A szerkezeti magasság 796 mm (15. ábra). A hídon a vasúti pálya átvezetését rugalmasan ágyazott sínleerősítési rendszer (Edilon) biztosítja.

Az M0 útgyűrű Keleti szektor építése során a Budapest– Újszász vasútvonal 140+38,80 hm szelvényében külön szintű keresztezés létesült. Korábban vasút feletti, nagy magasságú felüljáró építése volt előirányozva. A helyi viszonyok miatt is (közúti aluljáró) vasúti felüljáró építése mellett döntöttek. A kivitelezés terelővágányok mellett történt. Mindkét vágány átvezetésére külön híd épült. Szerkezetük kétnyílású, alsó pályás, kétfőtartós gerinclemezes acélhíd. Az ágyazatátvezetéses vasúti felépítményt ortotrop acél pályalemez támasztja alá. Támaszköz: 24,00+24,00 m, a szerkezeti magasság: 1830 mm. Az acélszerkezetek alaprajzilag ívesen (R=500m) követik a vasúti pálya ívét. A vasúti pálya 0,75%-os egyenletes emelkedésű (16. ábra).

15. ábra: A vasvári Rába-híd

„A felszerkezet megválasztását az alábbi szempontok, ill. követelmények határozták meg: • Az autópályaszint és a sínkorona között rendelkezésre álló korlátozott magasság miatt a híd minimális szerkezeti magasságára kellett törekedni, ez a 24 m-es fesztávnál alsó pályás, gerinclemezes acélhíddal oldható meg legkedvezőbben. Ugyanakkor az Országos Vasúti Szabályzat szerint kétvágányú pályában alsó pályás acélszerkezetből csak egyvágányú hidak létesíthetők, ezért vágányonként külön híd épül. • A meglévő vágánytengelyek adott távolságából következően a hidak és ezzel az átvezetett ágyazat szélessége is korlátozott, az előírt 4,40 m széles ágyazatszélesség helyett csak 4,0 m (a főtartó felső övek között 3,75 m vezethető át). Ez a méret is biztosítja azonban a gépi fenntartáshoz (ágyazatrostáló gép áthaladásához min. 3,60 m) szükséges távolságot. A vágányok széthúzása a Maglód állomásnál lévő kitérők közelsége (∼150 m) miatt nem lehetséges”.

16. ábra: Az M0 autópálya feletti vasúti híd, Maglód


87

17.

17–18. ábrák: Az Északi vasúti híd korszerűen kialakított szerkezetének látványa oldalnézetből és a vágánytengelyből szemlélve

14. AZ ÉSZAKI VASÚTI DUNA-HÍD (2008) A Ferencz József híddal egyidős Északi vasúti Duna-híd, megépítését követően sok mindent megélt. A híd átadását követő többszöri megerősítés a felszerkezetet 5 x 22 t + 8 t/m teher viselésére tette alkalmassá. A háborús pusztulást követően 10 évvel megépített K-híd fél évszázadon át dacolva kötötte össze Angyalföldet Óbudával, a fővárost Esztergommal. A vasútvonalon megnövekedett forgalom halaszthatatlanná tette az esztergomi vonal fejlesztését. A vonalfejlesztés első lépéseként Angyalföld és Óbuda között lévő vasúti átkelő – 2 betonhíd és 3 acélhíd – köztük a Duna-híd – felújítását, átépítését kellett elvégezni. Sok-sok előkésztést követőn hirtelen átépült a Duna-híd: • kezdés: 2007. július hó • forgalomba helyezés: 2008. szeptember 21. A Magyar Acélszerkezeti Szövetség megbízásából „Az Északi vasúti híd átépítése 2007–2009” címmel 2011-ben megjelent könyv emléket állít a hídnak, a hozzá csatlakozó vasútvonalaknak a születéstől az újjáépítéséig, és bemutatja a híd átépítésében részt vevőket (szerkesztette dr. Domanovszky Sándor). Az új karcsú és könnyed hídszerkezetet hamar szívükbe zárták a vonaton utazók és a hídon közlekedő gyalogosok és kerékpárosok is (17–19. ábrák).

15. A MARCAL-HÍD (2009) A (Budapest) – Székesfehérvár – Ukk – (Zalaegerszeg–Zalalövő) vasútvonalon közlekedő vonatok esetében Boba állomáson a deltavágány 7+35 szelvényében, a Marcal folyó felett műtárgy létesítésére került sor. A híd nyílása merőlegesen 23,06 m, ferdén 27,70 m, támaszköze 28,70 m, hossza 30,0 m. Hídszélesség: 7400 mm. Főtartók tengelytávolsága: 5400 mm A főtartó gerince 2500-16 mm szelvényű. A főtartó 1,04 m-rel nyúlik a sín-

88

18.

19. ábra: A híd a vasúti forgalmon kívül a gyalogos- és kerékpárosforgalmat is biztosítja

koronaszint fölé az ív belső oldalán. A főtartó gerinclemezének merevítése a külső oldalon van. A főtartók között lévő, ortotrop acél pályalemez alkotja a tulajdonképpeni teknőlemezt. A 16 mm vastag acél pályalemezt egymástól 400 mm-re lévő 220-20 mm-es hosszbordák merevítik. A 2,05 m-es osztásközű kereszttartók a hídtengelyre merőlegesek, alsó övük szélessége 400 mm, R=250 m sugarú lekerekítéssel kapcsolódnak a főtartó alsó övéhez. A támaszoknál a reakciók felvételére végkereszttartók készültek. A szerkezeti magasság: 1600 mm (20. ábra). A hídon a vasúti pálya átvezetését rugalmasan ágyazott sínleerősítési rendszer (Edilon) biztosítja.

16. A MARCAL-HÍD – RIGÁCS (2009) A Boba–Ukk vasútvonal a 133+72 hm szelvényében keresztezte a Marcal folyót, annak 76+750 szelvényében. A vasútvonal a keresztezés környezetében új nyomon átépült (a 84. sz. főút irányában). Az új nyomon 22,00 m támaszközű, 23,00 m hosszú, gerinclemezes, süllyesztett pályás, ortotrop pályaszerkezetű, hegesztett felszerkezetű híd épült. A főtartók felső övlemezei közötti távolság 4500 mm. A támaszok vonalán 500–500 mm-t nyúlik túl a pályalemez a hosszbordáival és a hossztartó konzolokkal együtt. A kereszttartó-távolság 2750 mm. A főtartók egymástól 4700 mm-re lévő 2100-14 mm szelvényű gerinclemezeihez a 400-20 mm szelvényű alsó övlemezek szimmetrikusan kapcsolódnak, míg a 400-25/35 mm szelvényű felső övlemezek saját hossztengelyükre merőlegesen (keresztirányban) kifelé 100 mm-t eltolva fekszenek a gerincen. A gerinclemezek csak a külső oldalaikon merevítettek. Szerkezeti magasság: 863 mm. A vasúti pálya és a híd is 2,6‰ esésben fekszik, így a híd vízelvezetése biztosítva van. A hídon a vasúti pálya átvezetését rugalmasan ágyazott sínleerősítési rendszer (Edilon) biztosítja (21. ábra).


20. ábra: A Marcal-híd építés közben

A pályalemez felső síkja keresztirányban 1%-ot esik a hídtengelyben kialakított mélyvonal felé. A főtartó magassága 2450 mm, alsó övének szélessége 600–500 mm között változó, a felső öv szélessége 500 mm. Szerkezeti magasság: 832 mm. A főtartók külső oldalán 2,00 m-enként elhelyezett, övvel ellátott, függőleges borda merevíti a gerinclemezt. A vasúti pálya átvezetését rugalmasan ágyazott sínleerősítési rendszer (Edilon) biztosítja (22. ábra).

18. A LAPINCS FOLYÓ HÍDJA (2010)

A Győr–Szentgotthárd vasútvonal 1465+34 hm szelvényében lévő – 1950-ben épített – 26,00 m támaszközű, rácsos, szegecselt acélszerkezet helyett – a vonalkorszerűsítés során – új felszerkezet épült. Az új felszerkezet szerkezeti rendszere kéttámaszú, alsó pályás, ortotrop pályalemezes, gerinclemezes acélhíd. Támaszköz: 26,00 m. Felszerkezet hossza: 26,80 m. Főtartók tengelytávolsága 5100 mm. Hossztartók tengelytávolsága 1520 mm. A kereszttartók távolsága: 2000 mm. Az ortotrop pályalemez merevítését hosszbordák biztosítják.

A Győr–Szentgotthárd vasútvonal 1683+21,82 hm szelvényben lévő – 1950-ben épített – 38,60 m támaszközű alsó pályás, rácsos főtartójú szegecselt felszerkezet helyett – a vonalkorszerűsítés során – új felszerkezet épült. Az alépítmények átalakítása biztosította a Lapincs folyó felett a nyílás megnövelését, a szerkezet alsó éle pedig magasabb szintre került. Az új felszerkezet alsó pályás, rácsos acélszerkezet. A rácsrudak dőlése 63,4°. Az övek a híd teljes hosszán párhuzamosak, kalap szelvényű kialakításúak. A főtartó alsó öv felső része egyben a híd pályaszerkezete is 5540-16 mm-es lemez, 200-16 mm-es merevítőbordákkal. A főtartók rácsrúdjai nyitott I szelvényűek. Az I szelvényű kereszttartók 5000 mm-es kiosztásban helyezkednek el. A pályalemez keresztesése 1%, a vízelvezetés biztosítása érdekében. A vasúti pálya átvezetését rugalmasan ágyazott sínleerősítési rendszer biztosítja. Szerkezeti magasság: 856 mm (23. ábra).

22. ábra: A Pinka-híd, építési állapot

23. ábra: A Lapincs-híd próbaterhelése

21. ábra: A rigácsi Marcal-híd

17. A PINKA-PATAK HÍDJA (2009)


89

19. A NÖVÉNY UTCAI VASÚTI FELÜLJÁRÓ (HÍD) – BUDAPEST (2011) Az M0 déli szektor fejlesztése kapcsán, a Nagytétényi út és a 6. sz. főút között, a Növény utca térségében létesülő közúti kapcsolat érinti a Budapest–Murakeresztúr és a Budapest–Pusztaszabolcs vasútvonalak vágányait is. Első ütemben a székesfehérvári vágány 125+63,19 hm szelvényében épült meg az új ágyazatátvezetéses acélhíd. Az egynyílású híd felszerkezete ágyazatátvezetéses, sülylyesztett ortotrop pályás, gerinclemezes acélszerkezet. A főtartó támaszköze 31,20 m, a felszerkezet hossza: 32,45 m. A ferde gerinclemez magassága 2,40 m, 30 m-t meghaladó hossz után 1,50 m, vastagsága 16 mm. A gerinclemezek távolsága egymástól alul 4,45 m, felül 4,80 m. A maximális övlemez szelvény 600-60 mm. Az övlemezek a híd teljes hosszában kétoldali ½ Y varrattal kapcsolódnak a gerinclemezhez. A felső övlemez aszimmetrikus elhelyezését, a távlatban tervezett 2. vágány hídja, az ágyazatátvezetés miatti biztonsági távolsággal növelt űrszelvény és a gerinclemez vizsgálhatósága, illetve fenntartási helyigénye indokolja (24. ábra). Az acélszerkezet a tervezett S 235 J2+N acélanyag helyett a szükséges egyeztetések figyelembevételével S355K2+N anyagból készült.

24. ábra: Növény utcai híd felszerkezete, építési állapot

A megépült közút feletti vasúti felüljárók mintegy 330,0 m-rel szaporították a MÁV vasúti hidak állományát. Az átépítések összes hossza meghaladja az 1,2 km-t, melyből 674,4 m az Újpesti Duna-híd. A cikkben szereplő adatokból nem lehet megállapítani, hogy a bemutatott időszakban az acélhidak átépítésének mennyisége megfelelő-e, az külön vizsgálatot igényel. Köszönetemet fejezem ki a cikkben nevesített tervező, kivitelező cégek és személyek értékes segítségéért, amit a fenti összeállításhoz önzetlenül megadtak.

IRODALOMJEGYZÉK Sínek Világa c. folyóirat – Dr. Domanovszky Sándor (1995): A hegesztett vasúti hidak átépítésének 30 éve XXXVIII. évfolyam, 148.szám, 161-173. oldalak – Gyurity Mátyás – Gál András – Sélley Tivadar (2000): Vasúti acélhidak tervezése, gyártása és szerelése, a Székesfehérvár–Komárom vasútvonal Gaja-patak híd átépítése XLIII. évfolyam, 171. szám, 57-64. oldalak – Sujtó Géza (2000): A szekszárdi Sió-híd XLIII. évfolyam 174.szám, 195-197. oldalak – Solymossy Imre (2003): A kunszentmártoni Hármas-Köröshíd tervezése XLVI. évfolyam 185. szám, 70-73. oldalak – Sélley Tivadar (2003): A kunszentmártoni Hármas-Köröshíd gyártása és szerelése XLVI. évfolyam 185. szám, 74-78. oldalak – Gál András (2003): A zalaegerszegi deltavágány Zala-hídja XLVI. évfolyam 185. szám, 57-63. oldalak – Solymossy Imre (2009): Az Északi vasúti Duna-híd tervezése LI. évfolyam 2009. évi Különszám, 9-13. oldalak – Reiner Gábor (2009): Vasúti műtargyak tervezése a Pont-Terv Zrt-nél LI. évfolyam 2009. évi Különszám, 102-108. oldalak – Pál László (2012): Műtárgyépítések a GYSEV Zrt. magyarországi vonalhálózatán LIV. évfolyam 2012. évi 3-4. szám, 55-57. oldalak

MAGÉSZ Acélszerkezetek c. folyóirat 2008/3. szám:

ÖSSZEFOGLALÁS Az Északi vasúti Duna-híd munkái mellett végzett Öbölági (56,99+71,02+56,99 m tmk.) híd pályaszerkezet átalakítási munkáiról a felsorolásban nem tettem említést, mert az „csak” átalakítás (megerősítés) volt. A bemutatott hidak a hídtervezők, a hídépítők és az acélszerkezet-gyártók gondos munkáját tükrözik. A rácsos felszerkezet újszerű kialakításánál mérföldkőnek tekinthető az 1999-ben beépült, ún. alsó övrúd nélküli Gaja-patak híd felszerkezete. Az ilyen kialakítású szerkezet a gépi számítási lehetőségek eredménye, hiszen ezek révén készíthető a valósághoz leginkább hasonló statikai modell. Az ilyen tervezéssel a felhasznált anyag ésszerűbben osztható el, gazdaságosabb szerkezet alakítható ki. Az új hidakon az átvezetett vasúti pálya a szerkezeti magasság minimalizálása miatt általában rugalmas ágyazású sínleerősítés. Az ágyazatátvezetéses kialakítás mellett a helyi adottságok miatt nyílt pályás hidak is létesültek. Az ismertetett hídfelszerkezetek alapanyagául jellemzően 37-es (és az annak megfeleltethető S235-ös) acélanyagot alkalmaztak, egyedül a 2011-ben épült Növény utcai felszerkezet készült magasabb szilárdsági osztályú S355-ös anyagból.

90

– Vörös József: Hídbúcsúztató (4-7. oldalak) – Köber József – Kis Attila: Budapesti Északi vasúti híd acél felszerkezet gyártási, hegesztési feladatai (8-12. oldalak) – Dr. Domanovszky Sándor: Tudósítás az Újpesti Duna-híd rekonstrukciójáról (13-55. oldalak) 2008/4. szám: – Dr. Domanovszky Sándor: Az elmúlt 10 esztendő Duna-híd építései (25-27. oldalak)

Az Északi vasúti híd átépítése 2007–2009 c. könyv (Készült a MAGÉSZ megbízásából 2011.) Szerkesztette: Dr. Domanovszky Sándor

A fényképeket készítették: 3. kép: Kenderesi Irén; 4. kép: Karácsony Tamás; 5. kép: Szánthó Géza; 6., 12. és 14. képek: Sujtó Géza; 7., 17–19. képek: dr. Domanovszky Sándor; 8., 11., 15., 21. képek: MSc Kft.; 10. kép: Lakatos István; 13., 16., 22–24 képek: Legeza István; 20. kép: SpeciálTerv Kft.


1. táblázat: MAGYARORSZÁGON 1996–2011x KÖZÖTT ÉPÜLT ACÉL VASÚTI HIDAK FŐBB ADATAI (20,0 m nyílás feletti hidak)

Ssz.

Forgalomba helyezés éve

Acélanyag minősége

tömege

Fesztáv (m)

Szerkezet száma

Tervező

Kivitelező

1. Bakony-ér híd

1996

37

72,5

23,20

2

Stabilitás GMK. MÁV Hídépítő Kft.

2. Szerencs-patak híd

1998

37

60,0

21,00

1

Mértan Kft.

MÁV Hídépítő Kft.

3. Gaja-patak híd

1999

37

35,46

120,00

1

MSc Kft.


4. Szekszárdi Sió-híd

2000

S235

230,0

52,00

1

MSc Kft.


5. Simontornyai Sió-híd

2000

37

400,0

82,80

1

MSc Kft.


6. 61.sz.főút felüljáró

2001

37

103,0

33,00

1

MSc Kft.


Körös-híd medernyílások 7. Kunszentmárton

2002

37

65,0+385,0

25,7 és 74,7

1

MSc Kft.


8. Zala-híd

2002

S235

84,0

30,80

1

MSc Kft.

MCE Nyíregyháza

9. Zala-híd, Deltavágány

2003

S235

395,0

(hossz: ~130,0 m)

1

MSc Kft.

MCE Nyíregyháza

10. 2112.sz. főút felüljáró

2006

S235

145,0

38,60

1

Pont-TERV Zrt.


11. 71.sz. főút felüljáró

2006

S235

104,0

38,25

1

MSc Kft.


12. Vasvári Rába-híd

2006

S235

144,0

52,00

1

MSc Kft.

MCE Nyíregyháza

13. M0 ap. vasúti felüljáró

2008

S235

116,5

24,00 + 24,00

2

Pont-TERV Zrt.

MCE Nyíregyháza

14. Északi vasúti Duna-híd

2008

S235

4425,0

7 x 93,0+22,4

1

MSc Kft.

KÖZGÉP Zrt. (Északi Híd 2005 Konzorcium)

15. Marcal-híd

2009

S235

100,0

28,70

1

SpeciálTerv Kft.

Híd – WiVa Konzorcium MCE Nyíregyháza

16. Marcal-híd, Rigács

2009

S235

66,0

22,00

1

MSc Kft.

17. Pinka-híd*

2009

S235

88,7

26,00

1

SpeciálTerv Kft KÖZGÉP Zrt.

18. Lapincs-híd*

2010

S235

125,3

40,00

1

ÁMI Kft.

KÖZGÉP Zrt.

19. Növény utca, Bp.

2011

S355

106,0

31,20

1

MSC Kft.

KÖZGÉP Zrt.

GYSEV hidak

www.mcenyir.hu

*

Megnevezés

MCE Nyíregyháza ívhidak építője

Németországban az ívhíd kedvelt szerkezet csatornák átívelésére. Építés közben látható a Müritz tavat az Elbával összekötő Elde csatorna egyik közúti keresztezése.


91

6000 Kecskemét, Szent László krt. 17. Tel.: (+36) 76/481-702 Fax: +36) 76/327-727 www.abraziv.hu

FÉMFELÜLET-TISZTÍTÁS FELÜLET-ELŐKÉSZÍTÉS

6 6 6 6 6 6

szórókerekes szemcseszóró gépek sűrített levegős szemcseszórók porelszívó porleválasztó berendezések acélszemcsék és nemfémes szóróanyagok vibrációs koptatógépek és koptatóanyagok vízvágó gépekhez gránáthomok

KÖRNYEZETBARÁT SZEMCSESZÓRÓ GÉPEK

92


Szücs Adrienn szerkezetépítő mérnök

ACÉLSZERKEZETŰ KÖZÚTI ÍVHÍD TERVEZÉSE DESIGN OF A STEEL ARCH HIGHWAY BRIDGE A BSc-s diplomamunkámat 2011 tavaszán a BME Hidak és Szerkezetek Tanszéken készítettem. A cikk a diplomamunkám összefoglalója. A diplomamunka témája egy újonnan épülő, 60,0 m fesztávolságú, acélszerkezetű közúti ívhíd tervezése. Először egy tanulmányt készítettem, az ívhidak kialakításának sajátosságairól a megépült példák bemutatásával. Az esettanulmányok elemzéséből nyert tapasztalatok alapján vázlattervi szinten két változatra készült közelítő erőtani számítás és vázlatterv. Az egyik egy kétíves keresztkötés nélküli, a másik egy egyíves ívhíd. A két variáns összehasonlítása után csak egy, a kettő közül a megfelelőbbnek tartott szerkezeti változatra készült részletes kidolgozás. A részleteiben megtervezett híd kétíves főtartójú, 9,0 m magas, ortotrop pályalemezes kialakítás, amely 2-2 közúti és gyalogos forgalmi sávot vezet át.

My BSc diploma thesis was written in spring 2011 at the Department of Structural Engineering at the Budapest University of Technology and Economics. This paper is the summary of my work. The plan consisted of a new 60.0m span steel arch highway bridge. First I made a study of arch bridges with an outlines of case studies. From the outcome of the study I made out the global conception and calculation of two structural variants. One of them is a double-arch bridge without cross-linking, the other is a single-arch bridge. The comparison of these two variants resulted the better one to design and analyze in detail. The bridge planed in detail has two arch which are 9.0m height and is carrying 2-2 road and pedestrian lines on an orthotropic deck.

1. BEVEZETÉS A megfelelő szerkezeti kialakítás kiválasztására tanulmányt készítettem, amelynek célja a lehetséges szerkezeti változatok és kialakítások meghatározása, összehasonlítása, és sajátosságainak elemzése. A feladatban megadott 60,0 m-es fesztávolság áthidalására kellett két, a közelítő számítás során kidolgozandó szerkezeti változatot kiválasztani. A tanulmány részletesen vagy vázlatosan bemutatott, megépült példákat tartalmaz a választott kialakításoknak megfelelően. A tanulmányt a hidak jellemző típusainak bemutatásával kezdtem. Az egyes hídtípusokra jellemző fesztávolságok az 1. ábrán láthatóak. A feladatkiírásban szereplő fesztávolság áthidalására a kiválasztott típus az ívhíd volt. Az ívhidak főtartóinak alakja valamilyen geometria szerint íves. Az ívek az alátámasztásokra nyomóerőt adnak át, amelynek iránya szerint lehetnek valódi, illetve álívek [7]. Készülhetnek tömör (támaszköz kb. 30–250 m) vagy rácsos főtartóval (támaszköz max. 550 m). Az ilyen hidak a mérnöki szerkezetek legszebbjei közé tartoznak. Több jellemző formában léteznek, attól függően hogy hol, milyen környezetben helyezkednek el és mi a céljuk. A modern ívhidak tervezésénél és alakjuk megformálásánál fontos szerepet játszik az ívek száma és térbeli elrendezése, az ív magasságának megválasztása, a függesztőkábelek hosszirányú elrendezése, valamint az íveket összekötő gerendák alakja és elosztása. Az íveknél fennáll a kihajlás (stabilitásvesztés) veszélye, így az ívek anyagigényessége jelentős. Az ívhidak főtartóit jellemzően szélrács és keresztkötések kapcsolják össze. Alsó pályás hidak esetén a legalsó keresztkötés helyét az űrszelvény felső éle határozza meg.

1. ábra: A hídtípusok fesztávolságuk szerint [1].

Ma gyakran használunk két-háromszáz méteres fesztávolságok esetében tömör gerincű alsó pályás ívhidakat, ahol a hajlításban merev ívekre a merevítőtartók kábelekkel vannak felfüggesztve [9]. Ez a hídtípus az alakjával harmonikusan illeszkedhet a környezetbe, a részletek precíz és esztétikus megoldása azonban nagy pontosságot és szakmai tudást követel.

2. ESETTANULMÁNYOK A sokféle kialakítási lehetőség közül a kiválasztott első változat egy alsó pályás, két főtartós, acél keresztkötés nélküli ívhíd. A második változat pedig egy szintén alsó pályás, de egy főtartós ívhíd. Erre a két kialakítási lehetőségre kerestem megépült példákat és elemeztem az elkészített tanulmány keretében.


93

A keresztkötés nélküli kétíves hidak közül a diplomamunkámban 18 példát hasonlítottam össze, amelyek közül itt ötöt mutatok be: • Az 1. táblázat 1. képén látható híd a Main folyó felett egy autópálya forgalmát vezeti át [5]. A 4000 tonnás pályaszerkezet szélessége 38,0 m, magassága 3,1 m. Az ívek mindkét oldalon két acélcsőből vannak kialakítva, amelyek átmérője egyenként két méter, vastagsága húsz milliméter. • A 2. képen szintén egy Németországban található autópályahíd látható, amely a Lech folyó felett ível át [5]. A két haladási iránynak megfelelően két különálló híd épült, amelyeknél a pályaszerkezet két-két ívre van felfüggesztve 125 mm átmérőjű köracélok segítségével. • A 3. képen látható amerikai híd különlegessége, hogy a pályaszerkezete közvetlenül nem csatlakozik az íves főtartókhoz, hanem csak kábelek segítségével van felfüggesztve rá [3]. Továbbá érdekessége, hogy az ív mindkét vége 8 m hosszan betonnal van kitöltve, a kellő merevség és a nyomatéki teherbírás garantálása érdekében. • A hazai példák közül a budapesti, Balatoni úti felüljáró (4. kép) egyedülálló a magyarországi hidak körében [4] [8]. Ez az első ortotrop pályalemezzel együttdolgozó, vasbeton pályalemezes konstrukció, és az első keresztkötés nélküli acélszerkezetű, alsó pályás ívhíd hazánkban. • A másik hazai példaként megemlítendő a Kecskédi híd (5. kép), amely egy az előbbinél korábban készült vasbeton ívhíd, szintén keresztkötés nélküli. Egyíves ívhídból jóval kevesebb készült a világon, Magyarországon ilyen kialakítású híd nem található. Az ilyen hidak közül szintén ötöt emelek ki a 2. táblázatban: • Az első a Juscelino Kubitschek híd (1. kép) a Paranoá tó felett vezeti át a közúti forgalmat Brazíliában [1]. Az acélból és betonból épült híd fő jellegzetessége a három 61,0 m magas aszimmetrikus acélív, amelyek cikkcakk alakban, átlósan ívelnek át az útpálya felett. A híd teljes hossza 1200,0 m, szélessége 24,0 m. • A 2. képen látható egyíves híd a Clyde folyón ível át Glasgow-ban, Nyugat-Közép-Skóciában [2]. A híd legfontosabb jellemzője, hogy az íves főtartója a pálya felett átlósan ível át. A szerkezet teljes hossza 196,0 m, ebből az ív fesztávolsága 96,0 m. Szélessége 22,0 m. Az ív keresztmetszete rombusz alakú. Az egyíves kialakítás eredménye egy „ikonikus” szerkezet, melyet oldalról nézve keresztezett hálózati mintát kapunk. Hátránya azonban, hogy nagy hajlítónyomaték terheli az ívet, amely lényegesen befolyásolja az ív szerkezeti méreteit.

• A következő példa a Gogarburn híd (3. kép), amelynek íve a választott témával megegyezően 60,0 m fesztávolságú [2]. A híd íves főtartójának keresztmetszete 1,3 m átmérőjű acél csőszelvény, amelynek falvastagsága 40 mm. A pályaszerkezet acél és beton öszvérszerkezet, amely a felette átlósan átívelő ívekre van felfüggesztve. • Ennél az ívhídnál nem sokkal kisebb fesztávolságú, de tíz évvel korábban készült példa a Hulme híd, mely a 4. képen látható [2]. Ez a híd Manchester Hulme városrészében (Anglia) egy autópálya felett vezeti át a közúti forgalmat. Az ív egyik felére a pályaszerkezet bal, az ív másik felére a jobb oldala van felfüggesztve. Oldalról nézve a kábelek hálózata rombusz alakokat formál. Az ív parabola alakú és 25,0 m magas, a keresztmetszete trapéz alakú. Az ív jelentős merevítést igényel, ezért hogy az acéllemezek horpadását elkerüljék, a keresztmetszetének belsejét betonnal öntötték ki. • A következő figyelemre méltó híd a szintén Angliában épült Newport Street híd (5. kép) [2]. A korábbi híd nem megfelelő teherbírása miatt szükségessé vált vagy a régi híd megerősítése, vagy egy új szerkezet megépítése. Több lehetőséget (köztük egy szimmetrikus rácsozású rácsos tartót) is figyelembe véve az acél parabolaíves kialakítás tűnt a legoptimálisabbnak. Az ív 17,0 m magas, keresztmetszete 1,0 m átmérőjű csőszelvény.

3. VÁZLATTERVI VÁLTOZATOK A közelítő számítást és vázlattervet két szerkezeti változatra készítettem el. A kialakítások közötti fő eltérés az ívek számában van. Az esettanulmányok alapján felvett szerkezeti méretek szolgáltak kiindulási adatokként a számítás megkezdéséhez. Az első változat kétíves főtartójú, acél, ortotrop pályalemezes keresztkötések nélküli ívhíd, amely párhuzamos kábelelrendezéssel készül. A második változat egy egyíves ívhíd, szintén ortotrop pályalemezzel, azonban oldalról nézve keresztező mintázatot adó kábelelrendezéssel, a pályaszerkezetet keresztező ívgeometriával. További különbség, hogy az első esetben az ív a pályaszerkezetbe köt be, a második esetben az ív és a pályaszerkezet alapozása egymástól független. Az első változatban szereplő kialakítás gerendával merevített ívhíd. Nagy előnye, hogy a talajra nem ad át vízszintes reakcióerőt, ezért az alapozása egyszerűbb. Az alsó pályás ívhíd íves főtartói és hossztartói egymáshoz mereven kapcsolódnak

2. ábra: Az első (a) és a második (b) vázlattervi változat oldalnézeti sematikus rajza

94


1. táblázat: Kétíves keresztkötés nélküli ívhidak esettanulmányai

Név

Kép

Ív fesztáv

Nyílmagasság

Hely

Építése

Rendeltetése

Kaiserlei híd

220,0 m

26,0 m

Offenbach – Frankfurt am Main Németország

1961–1964

közúti híd

Lech-híd Gersthofen-nél

109,0 m

17,0 m

Gersthofen, Németország

2005–2007

közúti híd

Damen Avenue ívhíd

74,0 m

nincs adat

Chicago, Illinois, USA

1999

közúti híd

Budapest, Balatoni úti felüljáró

38,0 m

5,5 m

Budapest, Magyarország

2006–2007

közúti híd

Kecskédi híd

36,0 m

5,5 m

Kecskéd, Magyarország

1965

közúti híd

Ív fesztáv

Nyílmagasság

Hely

Építése

Rendeltetése

Juscelino Kubitschek híd

3x240,0 m

61,0 m

Brazília

2002

közúti híd

Clyde Arc híd

96,0 m

nincs adat

Glasgow, Skócia

2005–2006

közúti híd

Gogarburn híd

60,0 m

25,0 m

Edingurgh, Skócia

2006

közúti híd

Hulme híd

52,0 m

25,0 m

Manchester, Anglia

1996–1997

közúti híd

Newport Street híd

35,0 m

17,0 m

Bolton, Anglia

2005

közúti híd

2. táblázat: Egyíves ívhidak esettanulmányai

Név

Kép


95

Az ív és a merevítőtartó támaszköze azonos. A két ív egymással párhuzamos. Az ívek fesztávolságának és a magasságának arányát 0,15-re vettem fel a tanulmányban bemutatott példák alapján, így az ívek magassága 9,0 m-re adódott. A főtartók szelvénye zárt, négyzetes, hegesztett keresztmetszetű. A hossztartók egymástól való távolsága az átvezetett közúti sávok szélességéből adódott 13,90 mre. A kereszttartók távolsága 3,0 m. A függesztőrudak 6,0 m-enként, minden második kereszttartónál függesztik fel a pályaszerkezetet az ívekre. A merevítőtartók és a kereszttartók is párhuzamos övű, tömör gerinclemezes tartók. A merevítőtartó gerincmagassága 1,35 m. A gyalogosjárdák a főtartókon kívül helyezkednek el és konzolosan csatlakoznak a pályaszerkezethez mindkét oldalon. Az ortotrop pályalemezes szerkezet hosszbordái trapéz keresztmetszetűek. A felfüggesztő rudak keresztmetszete 75x30 mm-es laposacél. A második szerkezeti variáns egy egyíves kialakítás (3. ábra). A változat lényege, hogy a pályaszerkezet egy a felette átlósan átívelő főtartóra van felfüggesztve. Az ív és a merevítőgerendák fesztávolsága eltérő, emiatt az alapozásuk is külön készül. Az ív megtámasztásainak távolsága hosszirányban 60,0 m, keresztirányban 22,30 m, átlósan 64,0 m. Az ív geometriájának megválasztása a közúti űrszelvény alapján történt. A merevítőtartók fesztávolsága 60,0 m. Az íves főtartó 27,0 m magas, keresztmetszete zárt csőszelvény (átmérője 1,30 m). Ehhez a csőszelvényhez kapcsolódnak a ferde függesztőrudak és rajtuk keresztül a pályaszerkezet. A rudak 3,0 m-enként vannak felkötve az ívre, de a kereszttartókhoz csak 6,0 m-enként csatlakoznak. A függesztőrudak közül mindegyik más hosszúságú és ferdeségű, oldalnézetben keresztező mintázatot adnak. A keresztmetszetük 80 mm átmérőjű körszelvény. A merevítőtartó az első változattal megegyezően párhuzamos övű, tömör gerinclemezes tartó, amelynek gerincmagassága 1,0 m. A kereszttartó keresztirányban íves övlemezzel és gerinclemezzel kerül kialakításra. Az íves kialakítás oka, hogy az első esettől eltérően a járdák a függesztőrúdcsatlakozásokon belül helyezkednek el, és emiatt a gyalogosjárdák alatt túl nagy merevítetlen lemezmező alakulna ki. Az ortotrop pályalemez hosszbordáinak keresztmetszete szintén trapéz szelvényű.

sága mindkét esetben a keresztmetszetben változó, ezért az átlagos magasságával került méretezésre. A merevítőtartó és a kereszttartó felső övlemezének szélessége az ortotrop lemez együttdolgozó szélességeinek felel meg. Az első, kétfőtartós változatot kézi számítással [6] és végeselemes modellel is ellenőriztem. A közelítő kézi és a gépi számítás igénybevételeinek meghatározásához is szükség volt a terhek egy ívre, egy oldalra való redukálására. Végeselemes modellnek egy közelítő, egyszerű 2D-s rúdmodellt használtam, amely a 4. ábrán látható. Az íveket szilárdsági és stabilitási követelményekre ellenőriztem [14]. A nyomott főtartó mértékadó tönkremeneteli módja a síkra merőleges kihajlás, ez határozza meg a szükséges keresztmetszeti méreteket. A függesztőrudakat tisztán normálerőre méreteztem. A merevítő- és a kereszttartó méreteinek felvételénél ügyeltem rá, hogy minden elem a 3. keresztmetszeti osztályon belül maradjon, tehát a lokális nyomási horpadási stabilitásvesztés a rugalmas állapot határának elérése előtt ne következzen be.

4. ábra: A kétíves híd síkbeli modellje

A második, egyíves szerkezeti változatra a közelítő erőtani számítást, a kialakítás bonyolultsága miatt, az Axis VM10 végeselemes programmal készítettem el. A globális viselkedés vizsgálatához a teljes szerkezetet tartalmazó térbeli modell készült, amely a 3. ábrán látható. Ezt a modellt használtam fel a szerkezeti elemek méretezéséhez, és az ívkihajlás vizsgálatához. Az ív megtámasztása közelítőleg befogottnak feltételezett. Az ív rúdelemekként, a függesztőrudak rácsrudakként, a pályalemez héjelemként, a merevítőtartó, a kereszttartó és a hosszbordák a lemezt alátámasztó bordákként kerültek modellezésre. A függesztőrudakban féloldalas terhelés hatására nyomóerő alakulhat ki, ezért ebben a vázlattervi változatban szükséges a kábelek előfeszítése. A feszítőerő számításával a közelítő számításban nem foglalkoztam. Az ív keresztmetszetének legnagyobb kihasználtságát ebben az esetben is a térbeli kihajlás adja [14]. Az 1. kihajlási alak (αcr=11,39) az 5. ábrán látható.

3. ábra: Az egyíves híd modelljének térbeli ábrája

4. KÖZELÍTŐ SZÁMÍTÁS A közelítő számítás során a cél a híd fő keresztmetszeti méreteinek meghatározása. Ezért jelentős elhanyagolásokat tettem, csak az önsúly jellegű és a járműforgalomból adódó függőleges terhekkel foglalkoztam. A kereszttartó magas-

96

5. ábra: Az egyíves híd modelljének kihajlási alakja


5. A KÉT VÁLTOZAT ÖSSZEHASONLÍTÁSA, A VÉGLEGES SZERKEZETI MEGOLDÁS BEMUTATÁSA A két vázlattervi változatot több szempontból összehasonlítottam, pl. esztétika, a számítás bonyolultsága, gyárthatóság, kivitelezhetőség, gazdaságosság és az ívek stabilitása. Szembeötlő különbség a két variáns között az ívek magassága, amely az első esetben 9 m, a második esetben az első háromszorosa, 27 m. Az ívek méretének aránya a teljes szerkezethez képest a teherviselésben vállalt szerepüket is mutatja. Az első változat a karcsú íveivel jól illeszkedik a környezetbe. A második változat kirívóan magas íve főleg egy városi, magas házakkal körülvett környezetben helyezhető el jól, ahol akár a város „ikonikus” jelképévé is válhat. Fontos különbség van a két változat statikai viselkedésében is. Az alapozás az álíves kialakítás esetén egyszerűbb, mivel a híd az alapozására csak függőleges erőt ad át. Az egyíves esetben az ív és a pályaszerkezet megtámasztása külön alapozással történik. A kapcsolatot az ív és a pályaszerkezet között csak a ferde függesztőrudak biztosítják, amelyek féloldalas terhelés esetén nyomottá válhatnak. A két variáns erőjátéka közül az első analitikus képletekkel is jól követhető, a második eset sokkal bonyolultabb. Mindenképpen szem előtt kell tartani az egyszerű kivitelezhetőség követelményét is, ebben a viszonylatban az első változat az egyszerűbb kapcsolataival bizonyosan jobb megoldást jelent. Mindezek alapján a kedvezőbbnek mutatkozó kétfőtartós kialakítás került részletes kidolgozásra. A részletes tervezésre kiválasztott kéttámaszú, 60,90 m hosszú, kétíves főtartójú híd ortotrop pályalemezes, pár-

huzamos övű, merevítőtartós acélszerkezet. A híd tengelye mind alaprajzi, mind függőleges értelemben egyenes. A hídpálya hosszirányú lejtése 0,5%. A felszerkezet pályabeosztása az autóút keresztmetszeti kialakításához alkalmazkodik. A kocsipálya szélessége 0,5+2x3,5+0,5=8,0 m. Az íves főtartókon kívül, konzolosan a pályához mindkét oldalon 1,50 m széles gyalogjárda csatlakozik. Ezzel együtt a szerkezet teljes szélessége 13,9 m, a teljes magassága 10,35 m. A két párhuzamos íves főtartó magassága 9,0 m, tengelytávolságuk 9,83 m. A keresztmetszeti kialakítás a 6. ábrán, a híd oldalnézete a 7. ábrán látható. Az ívek keresztkötések nélkül készülnek, ezért nem okoz gondot a járművek magassági értelemben vett átvezetése. A főtartók keresztmetszete 700x600mm-es zárt téglalap szelvény, amelynek a szélességi mérete a nagyobb, a falvastagsága pedig 25 mm. A függesztőrudak keresztmetszete 30x75 mm-es acéllemez. A pályaszerkezetet az ívekre 6,0 m-enként, minden második kereszttartónál függesztik fel. Az ívhíd gerendával merevített. A merevítőtartók a főtartók tengelyében helyezkednek el. Párhuzamos övlemezű gerinclemezes tartók, amelynek a felső övlemeze az ortotrop pályalemez. A gerinclemeze 1350 mm magas és 16 mm vastag. Az alsó övlemeze 600 mm széles és 30 mm vastag. A merevítőtartókhoz 3,0 m-enként kereszttartók csatlakoznak. A kereszttartók merőlegesek a merevítőgerendák és a főtartó tengelyvonalára. A gerinclemezük változó magasságú 1350-892 mm-ig, a vastagságuk a két szélső tartó esetén 30 mm, a többi esetben 20 mm. Az alsó övlemezük egységesen 500 mm széles és 30 mm vastag. A főtartókon kívül, a gyalogjárdák alatt a kereszttartók konzolosan vannak kialakítva, 200 mm széles és 20, ill. 14 mm vastag alsó övlemezzel.

6. ábra: A híd általános terve – keresztmetszet


97

7. ábra: A híd általános terve – oldalnézet

Az ortotrop pályalemez a fáradási előírásoknak megfelelően 14 mm vastag. A merevítőbordák mindegyike trapézborda, azonban a közúti forgalmi sávok és a gyalogosjárda alatti bordák a keresztmetszeti méreteikben egymástól eltérőek. Az acélszerkezet S355-ös minőségű acélból készül. A gyári és helyszíni illesztések egyaránt hegesztettek. Az ívhíd szerelése hagyományosan, állványok alkalmazásával valósítható meg. Az acélszerkezet teljes tömege: ~332 tonna.

6. RÉSZLETES ERŐTANI SZÁMÍTÁS A részletes számítást egy, a teljes szerkezetet tartalmazó, térbeli végeselemes modell (8. ábra) alapján készítettem el AxisVM 10 programmal, az Eurocode szabványoknak megfelelően. Az ívek rúdelemekkel, a függesztőrudak rácsrudakkal, a hosszbordák a pályalemezt alátámasztó bordákkal, a pályatábla, a kereszttartó és a merevítőtartó héjelemekkel kerültek modellezésre. A kereszttartók hálózata háromszögelemekre, a merevítőtartó és a pályalemez hálózata négyszögelemekre osztott, amelyek legnagyobb oldalhosszúsága 1,0 m. A szilárdsági méretezést minden elemre rugalmas alapon végeztem el. Állandó teherként a szerkezet, a burkolat és a korlátok súlyát vettem figyelembe [10]. A forgalmi terhek meghatározására az Eurocode szerinti 1. tehermodellt használtam [11]. A hasznos terhekre az I. terhelési osztály parciális tényezőit alkalmaztam. A gyalogostehernek tehermodellel egyidejűen figyelembe vett kombinációs értéke 1 kN/m2. A különböző szerkezeti elemekre mindig a hatásábráknak megfelelő, mértékadó teherelrendezést vettem figyelembe. Példaként a 9. ábrán az ív tetőpontjának mértékadó normálerőre és nyomatékra való leterhelése látható. A híd hossztengelyével párhuzamos és a függőleges irányú szélhatást elhanyagoltam. A híd hossztengelyére merőleges irányú, vízszintes szélteher tekintetében két teheresetet definiáltam, az első az egyidejűleg járműforgalommal terhelt híd esete, a második az egyidejűleg járműforgalommal nem terhelt híd esete.

98

8. ábra: A térbeli, globális modell

A szerkezetre ható szélterhet úgy határoztam meg, hogy azt a megfelelő megoszlással és értékkel lehessen felvinni a végeselemes modell egyes elemeire. A meteorológiai terhek közül a szél hatásán kívül az egyenletes és a lineáris hőmérséklet-változás terhét vettem még figyelembe [11]. A legnagyobb figyelmet az ívek kihajlásra való méretezése kapta. Az ívek keresztkötések nélkül épülnek, emiatt csak a végpontjaikon vannak megtámasztva, amely viszonylag nagy kihajlási hosszt eredményez. Az ívcsonk részletmodellezése helyett, a diplomamunka keretein belül az ívek és a pályaszerkezet csatlakozásához merev testek kerültek. A céljuk, hogy a kihajlásvizsgálathoz szükséges megtámasztást biztosítsanak az íveknek, hiszen azok befogása a valóságban jóval merevebb, mintha csak a modellben felhasznált rúdelemként, egy ponton csatlakoznak a pályalemezhez. A merev testek az ív talppontjától 0,75 m-re indulnak ki az rúdelemből, és 45°-os szögben kötnek be a pályalemezbe (10. ábra). Ezeket felhasználva az íveket mind szilárdsági mind pedig stabilitási vizsgálattal ellenőriztem [14]. Az ívek kihajlási alakjait és a hozzájuk tartozó kritikus teherszorzókat a 3. táblázatban foglaltam össze. A függesztőrudak fő igénybevétele a húzás. Nyomóerőt a kis keresztmetszetük miatt nem tudnak felvenni. Emiatt kényes kérdés már az építés során az egyes rudak között kialakuló kezdeti feszültségkülönbség. Érdemes már az


10. ábra: Az ív és a pályaszerkezet csatlakozásának modellezése merev testekkel

3. táblázat: Az ívek térbeli kihajlási alakjai 9. ábra: Az ívtetőpont mértékadó leterhelése

Kihajlási alak

11. ábra: A végkereszttartó mértékadó leterhelése

építéskor egy kis feszítéssel húzóerőt vinni a rudakba, hogy a későbbi terhek hatására semmiképpen ne keletkezzen bennük nyomóerő. A kereszttartó felső övlemeze az ortotrop pályalemez együttdolgozó szélességeinek összege. A gerincmagassága keresztmetszeti értelemben változó, emiatt a méretezés során a maximális feszültségnek megfelelő helyen lévő gerincmagassággal számoltam. A szilárdsági ellenőrzést három helyen végeztem el, a végkereszttartónál, az utolsó előtti kereszttartónál és a középső kereszttartónál. Az ébredő összehasonlító feszültségek tervezési értékét a végeselemes modellel számítottam ki, a teherkombinációk burkolóábrájának segítségével. A végkereszttartó mértékadó forgalmi teherrel való leterhelése a 11. ábrán, a terhelés hatására kialakuló összehasonlító feszültségek a 12. ábrán láthatóak. A folyáshatárt (355MPa) meghaladó feszültségek a végkereszttartó és az ívfőtartó csatlakozásánál az ív rúdelemként való modellezése következtében alakulnak ki.

Ábra

αcr

1.

2,11

2.

2,64

3.

2,69

4.

2,95

12. ábra: A végkereszttartó összehasonlító feszültségeinek ábrája

A valóságban az ív becsatlakozása a pályaszerkezetbe nem pontszerű, az erők jóval nagyobb felületen oszlanak meg. A csatlakozásnál fellépő nagy feszültségek ténylegesen nem alakulnak ki, emiatt az ellenőrzés során figyelmen kívül hagyhatóak. A kereszttartó horpadásvizsgálata [12] során a középső, változó gerincmagasságú szakasz átlagos magasságával számoltam, mivel a szalagkorlát alatti, magasabb gerincű szakasz olyan rövid, hogy ott horpadási hullám nem tud kialakulni. A merevítőtartó szilárdsági és stabilitási ellenőrzését két helyen végeztem el a támaszköz közepén: a középső kereszttartónál valamint két kereszttartó közötti szakaszon. Az ellenőrzés megegyezik a kereszttartó ellenőrzésével. A különbség, hogy a merevítőtartó stabilitásvizsgálata egyszerűbb a keresztmetszet állandósága miatt, viszont az Eurocode a nagyobb gerincmagasságra részletes horpadásvizsgálatot írt elő.


99

Utolsó szerkezeti elemként a merevítő hosszbordákat, a közúti forgalom és a gyalogosjárda alatti részen ellenőriztem. A fáradásra érzékeny ortotrop pályaszerkezet miatt elvégeztem a híd fáradásvizsgálatát is. A vizsgálat az egyszerűsített módszer és a 3. fáradási tehermodell alkalmazásával történt [13]. A 3. fáradási tehermodell az a négytengelyű jármű, amelynél a jármű minden tengelyének súlya 120 kN. A dinamikus tényezőt a teher magában foglalja. A terhet a pályalemezen mozgó teherként végigléptetve, és az így kapott feszültségek közül a legnagyobbat és a legkisebbet kiválasztva (ugyanazon helyen) kaptam meg a vizsgálathoz szükséges feszültségingadozást. A fáradásvizsgálat során a kritikus helyeket ellenőriztem: a merevítőtartó és a pályalemez sarokvarratát, a kereszttartó és merevítőborda hegesztett kapcsolatát, a merevítőborda és a pályalemez sarokvarratát, a kereszttartó alsó övének alapanyagát, a kereszttartó toldását és a merevítőborda hosszirányú illesztését. Végezetül a híd alapozásának számítását közelítően végeztem el egy átlagos anyagi tulajdonságokkal rendelkező talaj feltételezésével, mivel konkrét adatok nem álltak rendelkezésemre. A számítás végén a megtervezett szerkezeten a használhatósági határállapotok követelményeit szintén ellenőriztem.

7. ÖSSZEGZÉS A diplomamunkámban csak a szerkezet teljes, globális modelljét készítettem el. Az idő rövidsége miatt az ívcsonk részletes csomóponti modelljét a diploma keretein kívül, egy MSc-s tantárgy kapcsán vizsgáltam. A főbb tervezési szempontokon kívül fontos a szerkezeti részletek hegeszthetőségének és az építési állapotoknak a megtervezése is. A diplomamunkám célja az ívhidak változatosságának bemutatása, valamint annak igazolása, hogy az ívek stabilitása keresztkötések nélkül is megfelelő lehet. A megtervezett szerkezet (13. ábra) egy szép és karcsú ívhíd, amely jól illeszkedik a környezetbe.

Köszönetnyilvánítás Ezúton szeretném megköszönni mindazok segítségét, akik szerepet játszottak abban, hogy a diplomamunkám elkészülhetett, mindenek előtt konzulenseimnek, dr. Kövesdi Balázsnak és Schmidt Györgynek, akik sok időt és energiát fordítottak rám és munkámra.

8. FELHASZNÁLT IRODALOM [1] http://www.wikipedia.org [2] http://happypontist.blogspot.com [3] http://www.modernsteel.com/Uploads/Issues/July_ 2000/0007_03_damenave.pdf [4] http://www.specialterv.hu [5] http://www.brueckenweb.de [6] Iványi Miklós: Hídépítéstan Műegyetemi Kiadó, Budapest, 1998 [7] Barta János- Bazsó Gyula – Bencze János – Hajós Bence – Dr. Tóth Ernő – Dr. Trager Herbert: Hídépítéstan Tankönyvmester Kiadó, Budapest, 2009 [8] Dr. Domanovszky Sándor – Nagy Balázs – Pál Gábor – Sélley Tibor: A Balatoni út MÁV vágányok feletti közúti felüljárójának újjáépítése Acélszerkezetek, 2006/2. szám, pp 46-57. [9] http://www.dura.hu/html/mindentudas/agocszoltan. htm [10] MSZ EN 1991:2006 Eurocode 1: A tartószerkezeteket érő hatások [11] MSZ EN 1991-2:2006 Eurocode 1 Part 2: A hidakra vonatkozó terhek [12] MSZ EN 1993-1-5:2006 Eurocode 3 Part 1-5: Lemez szerkezetek [13] MSZ EN 1993-1-9:2006 Eurocode 3 Part 1-9: Fáradásvizsgálat [14] MSZ EN 1993-2:2006 Eurocode 3 Part 2: Acélhidak

13. ábra: A híd látványterve

100


Dr. Gáti József – Dr. Horváth Sándor – Dr. Legeza László Óbudai Egyetem

TÉSZTAHÍD ÉPÍTŐ VILÁGBAJNOKSÁG 2012 Híd tésztából? A kérdés talán szokatlan, de a valóságban tésztahíd építő versengés több évtizedes hagyományokkal rendelkezik, versenyeket több európai és tengeren túli mérnökképző felsőoktatási intézményben rendeznek. Ezeken a versenyzők szigorú szabályok alapján saját tervezésű hídszerkezetet készítenek száraztésztából, és azokat terhelési próbán eltörik. A részvétel szakmai kihívást jelent, hiszen egy adott teherbírású szerkezet megépítése komoly mérnöki feladat, függetlenül annak anyagától. A tészta, mint nem homogén, környezeti hatásokra nagyon érzékeny anyag, nehezíti az építő munkáját. Alapos statikai, számítógépes, anyagvizsgálati és technológiai ismeretekre, kreativitásra, ügyességre, kitartásra és erős motivációra van szükség a sikeres szerepléshez, és mivel legtöbbször 2–3 fős csapatok indulnak, a team-munka készsége is elengedhetetlen. Az Óbudai Egyetem Bánki Donát Gépész és Biztonságtechnikai Kara több mint tíz évvel ezelőtt kapcsolódott a versengéshez, és 2004 óta szervezi RECCS márkanéven a tésztából épített hidak Kárpát-medencei, majd Középeurópai Bajnokságát. A versenyeken született eredmények alapján nem szerénytelenség azt állítani, hogy a RECCS a világ legszínvonalasabb tésztahíd építő bajnokságává nőtte ki magát. Egyetemünk egyik jogelődje, a Bánki Donát Műszaki Főiskola hallgatói a kanadai Okanagan University College által szervezett, akkoriban legrangosabbnak számító versenyen a legnagyobb szakmai kihívást jelentő nehézsúlyú kategóriában hét alkalommal indultak és hatszor nyertek, bizonyítva a magyar műszaki felsőoktatás színvonalát, a magyar hallgatók szakmai tudását, kreativitását. Mivel a kanadai verseny színvonala sajnálatos módon visszaesett, 2005-ben a hazai és a környező országok hallgatói számára RECCS néven saját versenyt – Kárpát-medencei Tésztahíd Építő Bajnokságot – szerveztünk. A RECCS 2010-en a hazai és a szomszédos országok (Szerbia, Románia, Szlovákia) felsőoktatási intézményei mellett már iráni, olasz és lett csapatok is részt vettek, ezért úgy döntöttünk, hogy 2011ben kiterjesztjük a versengés kereteit. Jelentős tapasztalatok birtokában, a nagyszámú külföldi érdeklődő támogatásával az egyetem 2011-ben Tésztahíd Építő Világszövetséget alapított, melynek célja a mérnöki képzésben részt vevő vagy arra készülő diákok tervezői és kivitelezői képességeinek fejlesztése, a csapatmunka erősítése, a különböző intézményekben és országokban tanuló diákok közötti kapcsolatok építése. A szövetség minden év májusában Budapesten szervezi meg a RECCS Tésztahíd Építő Világbajnokságot, melyre meghívja a szövetség tagjait, illetve a tagintézmények hallgatóit. A világbajnokság híd és tartószerkezet kategóriában kerül meghirdetésre, amelyek szabályait az alapító nyilatkozat melléklete tartalmazza. A Világszövetséghez számos hazai és külföldi intézmény csatlakozott. Az idei Tésztahíd Építő Világbajnokságra, a RECCS 2012-re május 25-én az Óbudai Egyetem Bécsi úti kampuszán került sor. A nevező országok köre tovább bővült Németországgal, Hollandiával és Portugáliával, az érdeklődés alapján pedig jövőre további országokból (pl.

Törökország, Anglia) is várható részvétel. Annak ellenére, hogy a világ élvonalába tartozó iráni egyetemisták csapatai vízumproblémák miatt nem jöhettek el, és a hollandok legjobbjának hídja nem készült el, erős mezőny gyűlt össze a megmérettetésre. Végül is hat ország kilenc felsőoktatási intézményéből érkeztek versenyzők. 2011-től híd kategória mellett a versenyt tartószerkezet kategóriában is meghirdetjük. A hídon lennie kell egy folytonos, 50 mm széles tésztából készült útfelületnek, így ez értelemszerűen csak alul terhelhető. Tartó esetében az útfelület nem előírás, ily módon a terhelés helye felül is lehet. Mindkét kategóriában a tömeg maximum 1 kg, a fesztáv pedig maximum 1 m lehet. A szabályok és a versennyel kapcsolatos részletek a RECCS honlapján (www.reccs.hu) olvashatók. A terhelőberendezést az egyetem Gépszerkezettani és Biztonságtechnikai Intézete fejlesztette ki. Formatervezett, megfelelő merevséggel és a szükséges állítási lehetőségekkel rendelkező, a terhelendő tésztahidak gyors és precíz elhelyezését biztosító terhelőkeretet állt a versenyzők rendelkezésére. Díjazásban részesült a három legnagyobb teherbírású híd, illetve tartószerkezet. Kategóriánként a legszebb kivitelű alkotás a szépségdíjat, a leginkább újszerű megoldású híd, illetve tartó pedig az innovációs díjat kapja. Fentieken kívül a verseny támogatóinak jóvoltából további különdíjak átadására is sor kerül. A RECCS 2012 fővédnöke Tarlós István főpolgármester, Fekete György, a Magyar Művészeti Akadémia elnöke és Dr. Szabó Gábor, a Magyar Innovációs Szövetség elnöke volt. A zsűri, melynek elnöke Dr. Czigány Tibor, a Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem tanszékvezető professzora volt, 12 híd és 12 tartó nevezését fogadta el, egy hidat a megengedettnél nagyobb tömeg miatt ki kellett zárni. A versenyt életre hívó Bánki Donát Gépész és Biztonságtechnikai Mérnöki Kar dékánjának elnöki megnyitóját követően Dr. Jávor András, az Emberi Erőforrások

1. kép: Dr. Horváth Sándor dékán elnöki megnyitója


101

2. kép: Fekete György

3. kép: Kovács Pál államtitkár

Minisztériumának államtitkára, Fekete György, a Magyar Művészeti Akadémia elnöke, Menczer Erzsébet Óbuda– Békásmegyer országgyűlési képviselője, Kovács Pál, a Nemzeti Fejlesztési Minisztérium államtitkára és Csomós Miklós főpolgármester-helyettes köszöntötték a verseny résztvevőit. Valamennyien kiemelték a verseny jelentőségét és a mérnökképzésben betöltött szerepét. A kedvezőtlen klimatikus környezet – hirtelen megemelkedett a levegő páratartalma – a szerkezetek teherbíró képességét lerontotta, így nem sikerült a RECCS rekordjait (híd kategóriában 393,2 kg, tartó kategóriában 578,2 kg) elérni, de ennek ellenére kiváló eredmények születtek: a 100 kg-os terhelést 15, a 200 kg-ot pedig 6 híd, illetve tartó érte el. A versenyt az érdeklődők interneten követhették, a magas színvonalú, helyszíni technika pedig a korábbi évekhez képest egy nagysebességű kamerával bővült, melynek felvételét a törést követően lassítva kivetítettük.

A HÍD KATEGÓRIA EREDMÉNYEI: „Zwack”

5. kép: Tésztahíd terhelés alatt

Kolozsvári Műszaki Egyetem Bíró Csongor, Király Csongor, Kis Alpár, Hadi Szabolcs, Kádár György, Péntek Máté II. „Tappancs 8” Óbudai Egyetem Filip András III. „Barilla 3.0” Debreceni Egyetem Kalinka Gábor, Borbély Gergő, Lovász János Gergő Innováció díj „Rech-Star” Szabadkai Műszaki Szakfőiskola Kiss László, Gombos Szabolcs, Gombos Tamás Szépségdíj „Sunlight-bridge” Óbudai Egyetem Panykó Szelina, Horváth Bence I.

4. kép: Csomós Miklós főpolgármesterhelyettes

256,6 kg

220,4 kg 180,7 kg

6. kép: A Híd kategória II. helyezettje, Filip András

A TARTÓ KATEGÓRIA EREDMÉNYEI: Riga Technical University 414,2 kg Laura Irbe, Arturs Krastins, Marc is Bergs II. „Pöpec” Óbudai Egyetem 381,0 kg Szabó Zoltán, Barna Tamás III. „Express Bridge” Riga Technical University 236,3 kg Raimonds Nikoluskins, Rolands Blumbeks, Aigars Magitis Innováció díj „UBI Team” Universidade de Beira Interior (POR) Marco Oliveira Szépségdíj „Express Bridge” Riga Technical University I.

102

„Food Bridge”


7. kép: A Híd kategória Szépségdíjas győztesei: Panykó Szelina, Horváth Bence

A nagy sebességű felvétel a tönkremeneteli folyamatról rendkívül hasznos információt tartalmaz, ezért ezeket a versenyzők rendelkezésére bocsátjuk. A RECCS több mint egy színvonalas verseny. Amikor nyolc évvel ezelőtt megfogalmazódott bennünk a Kárpát-medencei Bajnokság szervezésének gondolata, tulajdonképpen két célt szerettünk volna elérni: – egyrészt legyen hazánkban egy olyan rangos, komoly szakmai kihívást jelentő verseny, ahol hallgatóink mérnöki tudásukat, kreativitásukat, kitartásukat összemérhetik, – másrészt a spagettihíd kösse össze a határainkon belüli és az azokon túli mérnökképző intézményeket, azok hallgatóit, erősítse a különböző intézményekben és országokban tanuló diákok közti kapcsolatokat. Elmondhatjuk, hogy a célok megvalósultak, az érdeklődés évről évre nő, és az eddigi versenyeken kiemelkedő eredmények születtek. A RECCS nemzetközileg ismert és elismert eseménnyé, világbajnoksággá vált, ahol a nevezők hosszú és alapos felkészülés után azonos helyen, azonos körülmények között, egymással versenyezve dönthetik el, hogy ki a jobb.

Ugyanakkor a RECCS egy olyan verseny, ahol nem csak a győztesek, hanem minden résztvevő nyertesnek érezheti magát. Mindenki tapasztalatokkal, élményekkel gazdagodva, és új ismeretségek birtokában utazhat haza. Hiszen a spagetti-híd már több mint 10 ország több mint 20 intézményének hallgatói között teremtette meg a kapcsolatot, a résztvevők jelentős része a világbajnokságot követően is kapcsolatot tart egymással, tapasztalatokat, ötleteket cserélve készülnek a következő megmérettetésre. A baráti szálak kiépítésében és elmélyítésében természetesen szerepe van a RECCS részét jelentő közös esti bográcsozásnak, városnézésnek és egyéb programoknak is. Külön köszönet illeti a RECCS 2012 kiemelt támogatóit, a Gyermelyi Zrt., Izsáki Tésztagyár Kft., Henkel Magyarország Kft., Bosch DREMEL üzletág vezető munkatársait. Várunk mindenkit jövő év májusában a RECCS 2013 Tésztahíd Építő Világbajnokságon! A fotókat készítette: Dr. Domanovszky Sándor


103

Walter Lutz okl. mérnök, szabadúszó újságíró

TEMPÓ A VASÚTI KÖZLEKEDÉSBEN Az SMW GmbH & Co. KG egyike az IRIS- és a DBtanúsítvánnyal rendelkező vasúti ágazat beszállítóinak. Gyártmányait – vasúti forgóvázakat; elővárosi, és személyszállító vonatok, valamint villamoskocsik önhordó szerkezeteit; motortartó szerkezeteket és ütközőket – vasúti járműveket forgalmazó vállalatoknak értékesíti. A Cloos cég (Németország, Haiger) az új Rapid Weld eljárásával már a jövőre gondol: a nagy teljesítményű, fröcskölésmentes hegesztési eljárással lerövidül a gyártási idő, a varratminőség jelentősen javul még a nagyméretű varratok esetén is.

Az SMW eredményesen hajthatja végre a hegesztési feladatokat az új Rapid Weld nagy teljesítményű hegesztési eljárással. A 20 000 m2 alapterületű gyártóműhely bejárásakor kiderült, hogy az SMW egy olyan kiemelt vállalat, mely hozzáértő munkatársaival, jól átgondolt anyagmozgatással és fejlett gyártási technológiájával építi piaci pozícióját. Az egykori keletnémet, hagyományos harckocsi-javító üzemet – az átvételt követően – Eckhard Gellich, a Mettmanner vállalattól, következetesen modernizálta, és ezzel a nemzetközi vasúti járműágazat partnerévé tette. „Fáradságos munkával, 150 alkalmazottal és 15 ipari tanulóval mintegy 15 millió euró a forgalmunk”, mondta az SMW üzletigazgatója, Manfred Biber. A megfelelő minőség biztosítására a vállalat magas szintű gyártási technológiával dolgozik: minden lényeges gyártási folyamat házon belül áll rendelkezésre: úgymint a fémlemezek darabolása, megmunkálása, fúrás, esztergálás, marás és csiszolás, valamint a különböző hegesztési eljárások. Saját szerszámgéprészleg biztosítja az idomszereket, a rögzítőszerkezeteket, illetve a különleges szerszámokat, melyekre a biztonsági berendezések gyártásánál van szükség. Saját hőkezelő kemencével rendelkeznek, a nagyobb munkadarabok hőkezeléséhez. Acélszemcse-szórással és vízbázisú festéssel alakítható ki az egyes alkatrészek megfelelő felülete. Így az összeszerelési állomáson már a komplett szerkezet összeállítható, beleértve a hidraulikus és az elektromos egységeket is. A minőség biztosítására az SMW rendelkezik 3-utas CNC-mérőgéppel, illetve egyéb mérőeszközökkel.

A biztonsági alkatrészekhez szükséges hegesztéstechnika „A hegesztéstechnikában már évek óta a megbízható CLOOS technikát alkalmazzuk” – mondja Wolfgang Schulz üzemvezető. „A számos impulzusos hegesztő áramforrás mellett, melyet kézi hegesztőállomásokon alkalmazunk, 2004 óta három, Haigerben készült hegesztő robotberendezést is használunk, amelyeket a sorozatgyártásban alkalmazunk. Például a neubranderburgi üzemünket évente 25 000 vasúti ütköző hagyja el, amiket vasúti mozdonyokhoz és vagonokhoz gyártunk”. Manfred Biber ügyvezető igazgató mondja: – „Megrendeltünk az új QIROX® soro-

104

zatból egy robotot, mely a számos újítás eredményeként hatalmas előnyt jelenthet a munkadarabok hatékonyabb gyártásában. Ezzel a megrendeléssel is azt bizonyítjuk, hogy a lehető legjobban meg vagyunk elégedve a CLOOS megoldásokkal”. Az SMW-nél, az S355 minőségi osztályba sorolt acélok anyagvastagság-korlátozás nélkül munkálhatók meg. Továbbá a finomszemcsés acélok (S690-ig) 20 mm-ig, az alumínium és erősen ötvözött acélok 12 mm anyagvastagságig munkálhatók meg. A korszerű vasúti forgóvázak – melyek súlya 800 és 1000 kg között lehet – hegesztésénél 60÷150 folyóméter hosszúságú varrat fordul elő. Az SMW, havonta átlagosan 35 darab ilyen, biztonsági szempontból fontos alkotóelemet, és kb. 45 darab teherhordó elemet – mely a vagon padlója és a forgóváz között található – gyárt.

A korszerű vasúti forgóvázak – melyek súlya 800 és 1000 kg között lehet – hegesztésénél 60÷150 folyóméter hosszúságú varrat fordul elő

A nagy sorozatok legyártása mellett az SMW a régebbi vasúti kocsikhoz is gyárt alkatrészeket, de csak alacsony szériaszámban. Ez azonban nagy kihívást jelent, mivel abban az időben, amikor ezeket az elemeket gyártották, nem volt előírás a gyártmányokhoz szükséges dokumentációk készítése. „Az ilyen kisebb sorozatokhoz, vagy egyedi darabok gyártásához a CLOOS QINEO® sorozatba tartozó, az új szinergikusan vezérelt, impulzusos hegesztő áramforrásait használjuk, mely jelentős javulást ígér az eddigi technológiához képest” – mondja Wolfgang Schulz.

Takarékosság a varratrétegekkel, az idővel és az utómunkálatokkal A CLOOS partnerei közül elsőként az SMW alkalmazta a gyorsaság szempontjából célszerű Rapid Weld eljárást. A versenytársakkal szemben a CLOOS megmutatta vitathatatlan szakértelmét. „Tulajdonképpen már egy másik berendezés tesztelését is megkezdtük”, árulja el Wolfgang Schulz. „Ezt a gyors hegesztési folyamatot együtt optimalizáltuk a CLOOS szakembereivel, és elmondhatom, hogy jelenleg ez a legjobb a piacon”.


A Rapid Weld nagy teljesítményű hegesztési eljárás: optimális beolvadási mélység, tökéletes a gyök, mint az itt, egy sarokvarratnál látható

Az SMW GmbH & Co. KG egy közepes méretű cég, melynek székhelye Neubrandenburgban (Németország) található. A vállalkozás tevékenysége kiterjed a vasúti járművek, katonai technikák, gépek – különleges gépek, egyéb járművek és járműmotorok, valamint az off-shore szerkezetek gyártására

A Rapid Weld nagy teljesítményű hegesztési eljárás előnye a közép- és vastag falú acélok hegesztésénél mutatkozik meg, ahol követelmény a nagy leolvadási teljesítmény és az optimális beolvadási mélység. A Rapid Weld akusztikusan sem hagy kétséget a teljesítmény hatékonyságáról: a dinamikus ív egyenletes, erőteljes zengő hangot ad. A gyors, 12 m/perc-nél nagyobb huzalsebesség felgyorsítja az eljárási sebességet, és ezzel jelentősen csökkenti a hegesztési időt. Az erősen fókuszált hegesztőívnek köszönhetően a folyamat minimális hőterheléssel jár, így a varratok alakváltozás-mentesen hozhatók létre. „Ezen túlmenően a nagy méretek miatti varrat-előkészítő munkálatok így szükségtelenné váltak”, mondja Roman Bernasch hegesztési szakértő. „A gyors hegesztési eljárás jó 25%-kal csökkenti a hegesztési időt. Eddig például egy fél V varrathoz hagyományosan három varratrétegre (1 WIG + 2 MAG) volt szükség, hogy a varrat megfelelő legyen, most a Rapid Weld eljárással, a WIG gyökvarratra nincs szükség, így megtakarítható a lassabb és sokkal drágább WIG eljárás, miközben a hatékonysági potenciál jelentősen nő” – mondja a szakértő. Ezzel az innovatív eljárással a fröcskölés és az emiatti utómunkálatok jelentősen csökkenthetők. Az ellenoldalú hegesztés, ha ez nem előírás, el is hagyható. „Az egyes rétegek az erősen fókuszált Rapid Weld ívvel biztosan áthegeszthetők, és tökéletes átolvasztás is elérhető”.

Az SMW üzemvezetője Wolfgang Schulz, a CLOOS kirendeltség vezetője Volker Hedergott, és az SMW hegesztő szakembere Roman Benasch (balról jobbra) lelkesen állítják az új Rapid Weld eljárásról: „Jelentősen csökkent a hegesztési idő és jobb a minőség – akarhatunk ennél többet?”

Az erősen fókuszált villamos ív garantálja a biztos gyök kialakítását

A Rapid Weld eljárás biztosítja a kézi hegesztés eredményességét a magas szintű minőség következetes betartása mellett

Mintegy 1000 memóriacsatornában tárolt munkaprogram hívható elő Az új QINEO® PULSE hegesztő áramforrás biztosítja a Rapid Weld technológia számára azokat az ívhez szükséges műszaki feltételeket, ahol az alkalmas hegesztési paraméterek öt különböző feldolgozási változó szerint vannak beprogramozva. A memóriacsatornába elmentett paraméterek bármikor ismét előhívhatók. Két, egymástól teljesen független (az ívhossz és az ívdinamika) finombeállítás biztosítja bármely körülmény esetén is az optimális hegesztési folyamatot. Az SMW, a MASTER kezelőpanel, és annak mintegy 1000 memóriacsatornája segítségével képes a paramétereket eltárolni, majd szükség esetén egy gomb megnyomásával ismét előhívni. Szabályozott felhasználói jogok biztosítják, hogy az elmentett hegesztési paramétereket csak az engedéllyel rendelkező személyek tudják módosítani. Az SMW, a 600 A maximális áramú QINEO® PULSE áramforrásokhoz iker-huzalelőtolós kialakítást választotta, hogy szükség esetén két különböző átmérőjű hegesztőhuzallal is képes legyen dolgozni. „Az aktuális CLOOS-technológia valódi előnyt jelent számunkra”, nyilatkozza Wolfgang Schulz üzemvezető, „mivel más rendszerekkel összehasonlítva, ez a rendszer sokkal könnyebben kezelhető és nagyobb teljesítménnyel rendelkezik”.


105

KASZ2012 – IX. KECSKEMÉTI ACÉLSZOBRÁSZATI SZIMPÓZIUM Nemzetközi Fémművészeti Alkotótábor Az acél, a vas megmunkálása, formálása, használata a szobrászatban új lehetőségeket, utakat nyitott a képzőművészeknek. Ebből a sokszínű anyagból változatos művek készíthetők, alkalmas a különböző plasztikai kísérletekre az egészen finomtól, a monumentálisig. Modern technikai eszközök, gépek segítségével szabadon alakítható, szemben a hagyományos szobor alapanyagokkal. A hegesztés különféle típusai, a plazmával, lánggal való vágás, alakítás és a különböző felületképzések, bevonatolási formák teszik a művészi kreativitás legjobb alapanyagává az acélt. A KÉSZ Csoport acélszerkezet-gyártó telephelyén, 2012. június 18 – július 2-ig, immár kilencedik alkalommal került megrendezésre a fémszobrászok nemzetközi találkozója, alkotóműhelye. A mára már komoly hagyományokkal rendelkező alkotótábor egyediségét évről évre az adja, hogy egy nagyüzem teljes ipari arzenálja, eszközparkja áll a művészek rendelkezésére, és az acélalapanyagok nagyon széles palettáját használhatják fel. A gyakorlott acélszobrászok számára különleges lehetőség, de azok számára is jó tanulást jelenthet, akik először ismerkednek meg az acélanyagok megmunkálásával. Nagy teljesítményű hegesztőgépekkel, plazmavágókkal, hengerítő géppel nem minden nap tudnak a kortárs művészek alkotni. Itt ezt megtehették. A KECSKEMÉTI ACÉLSZOBRÁSZAT TÖRTÉNETE A vas és az acél népszerűségének egyik oka, hogy határai sokkal messzebbre kitolhatók, mint a kő-, fa- vagy bronzszobrászaté. Az anyag megmunkálásának művészi technikái végtelen lehetőségekkel kecsegtetnek, más-más utakra vezet a hajlítás, a vágás, a kalapálás, a hegesztés. A megszülető szobor éppúgy egyedi, mint a kőből vagy fából faragott, de az anyag sokrétűbb formai kalandokat enged meg. Mivel a művész közvetlen dolgozza meg az anyagot, vagyis nem áll semmi a művész és az anyag közé, tág terek nyílnak az érzelmek, indulatok, gesztusok közvetlen megjelenítésére, az expresszívebb önkifejezésre, de ugyanígy a vasban megvan a mérnöki precízséggel létrejövő konstruktívabb szobrok megépítésének lehetősége is. Az acélszobrászat útja mindig is szorosan összefonódott azoknak a gyári technológiáknak a megismerésével, melyek nélkül a szobrász nem tudna megbirkózni a vassal. Magyarországon is vasipari üzemekben vagy azok vonzáskörében teremtődtek meg az acélszobrászat feltételei. A legismertebb műhelyek az egykori, szocialista iparfejlesztésben kiemelt szerepet játszó városokban – Győrben, Dunaújvárosban és Tatabányán – jöttek létre. 2004-ben egy vállalat művészeti programjának köszönhetően Kecskemét is a magyar acélszobrászat helyszínei közé lépett. A kecskeméti acélszobrászati művésztelep megálmodója és elindítója Majoros Gyula képzőművész és Árvai István kommunikációs vezető volt. Az építőipari acélszerkezeteket gyártó cég, a KÉSZ Kft. menedzsmentjének támogatásával, az egykori csőhengerítő üzemcsarnokban 2004 augusztusában rendezték meg az I. Kecskeméti Acélszobrászati Szimpóziumot, hat művész részvételével. A KÉSZ Kft. lehetőséget biztosított a szobrászoknak, hogy mellőzve a műtermi körülményeket a kecskeméti KÉSZ Ipari Parkban alkothassanak, s az itt készült művekből a kecskeméti Bozsó Gyűjteményben rendeztek először kiállítást. Az alkotótábor első külföldi résztvevőjét a 2005. évi II. Acélszobrászati Szimpózium alkalmával köszönthették a szervezők

106

a szerb Nedim Hadziahmetovic személyében. Az általa létrehozott, humort sem nélkülöző alkotások sokak kedvenceivé váltak. Az alkotótábor 2006-ra nemzetközivé nőtte ki magát és a sikeres kiállításoknak, valamint az ipari park nyújtotta páratlan lehetőségeknek köszönhetően sok művész versengett a részvételért. A kéthetes szakmai táborban a kilenc résztvevő között Tajvanból, Kanadából és Szerbiából érkező szobrászok, Tsai Kun-Lin, Norman White, valamint a már visszatérő vendégnek számító Nedim Hadziahmetovic alkottak a hazai művészekkel együtt, s kezük munkája nyomán közel 60 alkotás született. A 2007. évi IV., immár nemzetközi hírű Acélszobrászati Szimpóziumot komoly várakozás előzte meg. A táborra komoly volt az érdeklődés; a résztvevők között két újabb külföldi művész is jelezte részvételi szándékát,: az izlandi Jóna Gudvardardóttir és a tajvani származású Liuo Po-Chun. A közös alkotás során barátságok is szövődtek, s Liuo jóvoltából a magyar szobrászok egy része meghívást kapott Tajpejbe egy művészeti találkozóra, ahol hazánkat képviselhették. 2008-ban az iráni Samira Sinai erősítette a nemzetközi alkotói sort, majd 2009ben a Németországból érkezett Sibylle Burrer művészetével ismerkedhettek meg az alkotótábor résztvevői. Az évről évre megrendezésre kerülő alkotótáborok sikerét igazolja, hogy a művészek azóta is tartják a kapcsolatot, így a különleges fémszobrok külföldön is bemutatkozhatnak, hirdetve az innovatív művészeti kezdeményezések határok nélküli térhódítását. A szimpózium mecénási szerepét 2008-ig a KÉSZ Kft. töltötte be. 2009-től a szervezést, a művészeti mecenatúra program irányítását a KÉSZ Csoport új tagvállalata, a K-ARTS Művészeti Kft. vállalta fel és viszi tovább. MŰVÉSZET „HATÁROK NÉLKÜL” A Kecskeméti Acélszobrászati Szimpózium bebizonyította, hogy érdemes a sok országot, tájat képviselő, számtalan irányzatot valló és művelő képzőművészt az alkotómunka jegyében évről évre hazánkba csábítani. A közös együttlétek alatt nemcsak a szakmaiságot ugyancsak erősítő baráti szálak fonódtak eggyé, hanem az is bebizonyosodott, hogy a különböző művészi irányzatok, látásmódok nem ellenfelei, hanem komplementerei egymásnak, együtt igazán erősek. A résztvevők olyan festők és szobrászok, akiknek munkáiban „határok nélkül”, egybefonódva jelennek meg a különböző irányzatok. Ezt a sokszínűséget erősíti a különböző kultúrák egyedi, egymástól eltérő tradíciókra épülő szemléletmódja, alkalmazott szimbólumrendszere, sajátos technikái. Az idei KASZ2012 fémszobrász alkotótábor művészei: Baditz Gyula • Barát Fábián • Buczkó György • Csepregi Balázs • Jang Keun Park (Dél-Korea) • Majoros Áron Zsolt • Majoros Gyula • Mamikon Yengibarian (örmény származású) • Németh Marcell • Uray Ágnes. A számos, neves hazai és külföldi kortárs művész mellett idei évben először köszönthették a szervezők Buczkó György Munkácsy-díjas szobrász, üvegművészt az alkotók csapatában. Az alkotótáborban készült művek minden évben, így most is az alkotás helyszínén, megrendezett kiállítás alkalmával mutatkoznak be a nagyközönségnek, majd a szobrok továbbvándorolnak, színesítve a hazai és nemzetközi tárlatok kínálatát. A rendezvény zárását követően továbbá minden résztvevő egy alkotását a K-ARTS KÉSZ Művészeti Gyűjteménynek ajándékozza, így tekintélyes gyűjtemény őrzi már az alkotótáborok emlékét. A Kecskeméti Acélszobrászati Szimpóziumok művészeinek alkotásai nagy sikerrel szerepelnek a Kortárs Művészeti Zsűri által rendszeresen meghirdetett pályázatokon is.


Az elkészült acél műalkotások és a művész munka közben

Nagy József Magyar Acélszerkezeti Szövetség

A KÉSZ Csoport a megalapítása óta eltelt 30 évben számtalanszor bizonyította profizmusát itthon és külföldön egyaránt. A cég speciális berendezésekkel felszerelt, mintegy 25.000 négyzetméter alapterületű kecskeméti gyártóbázisa Magyarország és Európa egyik legmodernebb acélszerkezet gyártó-központja, kapacitása meghaladja az évi 12.000 tonnát. Megvalósult projektjeink és speciális technológiai szerkezeteink stabil minőséget biztosítanak partnereink számára a világ bármely pontján. Érték a térben


www.keszgyarto.hu 107 [email protected]

Balogh Dániel alkalmazástechnikai mérnök Gyura László hegesztéstechnikai és szolgáltatási menedzser Linde Gáz Magyarország Zrt.

A HEGESZTÉSTECHNOLÓGIAI TÉNYEZŐK ÉS AZ ANYAGÁTVITELI FOLYAMAT ELEMZÉSE INVERTERES HEGESZTŐGÉPEN (2. rész) CHECKING MATERIAL TRANSFER AND WELDING TECHNOLOGIES WITH A MODERN WELDING MACHINE (part 2) Az Acélszerkezetek folyóirat előző számában [2] (2012. IX. évfolyam 2. szám) bemutattuk az invertertechnikában, a mikroprocesszoros vezérlésben, cseppátmenetszabályozásban rejlő lehetőségeket a védőgázos fogyóelektródás ívhegesztés terén. A főbb, Magyarországon is megtalálható hegesztőgépgyártók szinergikus programjait az alkalmazási területük alapján csoportosítottuk, majd mélyebben tanulmányoztuk ezeket a gyors szabályozással létrejövő jelalakokat egy konkrét gyártó szinergikus programjai esetén. A jelalakok mérése hagyományos műszerekkel (multiméter) nem lehetséges, megismerésükre egy speciális lakatfogóval ellátott, digitális oszcilloszkóp állt rendelkezésünkre. A mérések során különböző feltételek mellett tanulmányoztuk a feszültség és az áramerősség alakulását a különböző, szabályozott anyagátvitelű eljárások esetén. A mérési eredményekből kidolgozásra került egy a Lorch gyártó szinergikus programjait összefoglaló leírás, mely tartalmazza a Lorch szinergikus hegesztőprogramjait, a jellemző áramerősség–ívfeszültség jelalakokat és a beállítható munkaponti tartományokat. A mérések, vizsgálatok eredményeinek segítségével egy-egy hegesztőgéphez létrehozható olyan technológiai adatbázis, melynek segítségével a felhasználó megismerheti hegesztőgépének technológia lehetőségeit és korlátait. Cikkünk 2. részében a Linde Gáz Magyarország Zrt. telephelyén megtalálható Lorch Saprom S5 A/W hegesztőgép beállítási lehetőségeit, azok áramerősség–ívfeszültség időbeli lefutására gyakorolt hatásait vizsgáljuk tovább.

In back number of Acélszerkezetek review [2] (2012 IX. year 2. part) we have produced some development of gas metal arc welding (invertertechnik, microprocessor controlling, and processes of material transfer). We grouped the synergic programs of some well-known welding machines manufacturers about applicability and analysed the controlled waveforms of a modern welding powersource. These fast controlled current strenght and arc voltage can not be measured by classical meters (multimeter), so we use a digital oscilloscope to get to know the properties of some special controlled material transfer processes with different conditions. By the evalution we have made a documentation which contains the Lorch’s synergic welding programs, the typical current and voltage waveforms and the synergic functions. With the results of the measurements and inspections are able to produce a technological database so users can come to know the facilities and limits of their welding machine. In the second part of our article we show you the setting opportunities - and their effects to the voltage and current waveforms during welding - of Lorch Saprom S5 A/W welding machine which is the Hungarian Linde Group’s property.

1. PARAMÉTEREK, PEREMFELTÉTELEK VÁLTOZTATÁSÁNAK HATÁSA

telek változtatásának eredményeit, így jelen esetben „csak” néhány üzemmódnál vizsgáljuk a jelalakok változásának jellegét. A következőkben az alábbi – elsősorban a jelalak szempontjából meghatározó – „paraméterek/peremfeltételek” változtatásának hatásait mutatjuk be: – különböző védőgázok alkalmazásainak hatásai, – fojtás változtatásának hatása, – szabad huzalhossz nagyságának hatása, – „SpeedArc dinamika” változtatásának hatása, – hegesztőhuzal felületi minőségének és összetételének hatása.

A bevezetőben említett első részben összefoglaltuk a vizsgált hegesztőgép szinergikus üzemmódjait (összesen 8 féle), bemutattunk néhány – az egyes üzemmódokhoz tartozó – különböző teljesítményszint esetére vonatkozó jellemző áramerősség/ívfeszültség jelalakot. Ezeket az „alapméréseket” minden esetben azonos peremfeltételek mellett végeztük el (azonos védőgáz, azonos huzal stb.). Terjedelmi korlátok miatt arra nincs lehetőségünk, hogy minden egyes üzemmód esetén megvizsgáljuk az egyes peremfelté-

108


1.1 A védőgáz hatásának vizsgálata Az 1. táblázat mutatja az ún. „Normál” szinergikus üzemmódban különböző védőgázok alkalmazásával végzett hegesztések beállítási paramétereit. Az összehasonlításban is látható, hogy nem állt rendelkezésre a gép szinergikus vezérlése által felkínált beállítható védőgázok mindegyike, ezt igyekeztünk egy másik, az összetételében hasonló gázzal pótolni, illetve lehetőségünk volt megvizsgálni egy növelt hélium- és oxigéntartalmú gáz jelalakra gyakorolt hatását is. A vizsgálatokat két teljesítményszinthez tartozóan végeztük el (10 m/min – durvacseppes/vegyes anyagátmenet, 15 m/min – szórt ívű anyagátmenet). [Megjegyezzük, hogy a rövidzárlatos ívnél (kis teljesítményszint esetén) nincs nagy jelentősége a védőgáz összetételének.]

Vegyes anyagátmenetnél kismértékben ugyan, de a kevert gáz (82/18 – Ar/CO2) előnye a tiszta CO2-hoz képest

már érzékelhető (2. táblázat). A rövidzárlat frekvenciája a két gáz esetében közel állandónak bizonyult, ellenben a csúcsáram nagysága, annak felfutása kevert gáz esetén kisebb, ugyanakkor az átlagos áramerősség és feszültség mind a kettő esetben közel azonos. A diagramokból jól látható, hogy a védőgáz aktív komponensének 3% O2-re való „átcserélésével” már az adott teljesítményszinten megjelenik a szórt íves anyagátmenet. A héliumtartalom miatt a szükséges ívfeszültség magasabb, a bevitt hő mennyisége megnőtt. A magasabb teljesítményszintű vizsgálatok jól mutatják a védőgáz aktív komponensének az ívstabilításra gyakorolt hatását, alkalmazásának szükségességét. Tiszta argon esetén sem jelennek meg természetesen rövidzárlatok, az ívhossz azonban nem stabil, amit az ívfeszültség hullámzó változása jól mutat.

1. táblázat: Beállítási paraméterek különböző védőgázok alkalmazásával végzett „Normál” üzemmódú hegesztés során (a ténylegesen vizsgált gázok összetételét a kiemelt sor mutatja) P59

programszám üzemmód huzal (beállított) huzal MSZ EN ISO 14341 huzalátmérő (mm) védőgáz (beállított) védőgáz (alkalmazott) pisztoly–darab távolság (mm) hegesztési sebesség (cm/min) huzalelőtolás (m/min) feszültség (V) hegesztőgépen áramerősség (A) hegesztőgépen fojtás (%)

CO2 CO2

24,6 214

P04

P04 Normál SG/Fe G3Si1 (Cu) 1 Ar/CO2 82/18 Ar/CO2 82/18 Ar/He/O2 72/25/3 20 50 10 24 24 202 202 100

P5

P04

Ar/CO2 92/8 Ar

Ar/CO2 82/18 Ar/CO2 82/18

15 30,4 265

31,9 263

2. táblázat: A védőgázok összetételének hatása különböző teljesítményszinteken VÉDŐGÁZ HATÁSA vhuzal =10 m/min Ar/CO2 82/18

CO2

Ar/He/O2 72/25/3

vhuzal =15 m/min Ar/CO2 82/18

Ar


109

3. táblázat: Beállítási paraméterek különböző fojtással végzett „Manuál/Normál” üzemmódú hegesztés során – Manual

programszám üzemmód huzal (beállított) huzal MSZ EN ISO 14341

P04 Normál SG/Fe G3Si1 (Cu)

– Manual

P04 Normál

1

huzalátmérő (mm)

Ar/CO2 82/18 20

védőgáz pisztoly–darab távolság (mm) hegesztési sebesség (cm/min) huzalelőtolás (m/min) feszültség (V) hegesztőgépen áramerősség (A) hegesztőgépen fojtás (%)

33,3 5 18,9 20

– 50

75

122 100

– 20

50 15 31,9 263 100

4. táblázat: A fojtás változtatásának hatása a rövidzárlatos, ill. a finomcseppes anyagátmenet során FOJTÁSVÁLTOZTATÁS HATÁSA 5 m/min 100% (alapbeállítás)

20%

50%

75%

15 m/min 100% (alapbeállítás)

20%

110

Manual

150%


150

1.2 Fojtásváltoztatás hatásai A fojtás változtatására az adott géptípusnál a „Normál” szinergikus üzemmódban nincs lehetőség (a fojtás minden esetben 100% alapértéken áll), így ennek vizsgálatára az ún. „Manuális” üzemmódot használtuk. (A „Manuális” üzemmód, egy „hagyományos” gépbeállítási forma, ahol a huzalelőtolást, valamint az ívfeszültséget egymástól függetlenül lehet állítani.) Méréseink során a „Manuál” üzemmódban beállított huzalelőtolás (áramerősség)feszültségi értékek megegyeznek a „Normál” üzemmódban a hegesztőgép által – a többi paraméter állandósága mellett – javasolt értékekkel, tehát az kiértékelés azonos feltételek mellett történt. A 3. táblázat mutatja a „Normal/Manual” üzemmódban különböző fojtások alkalmazásával végzett hegesztés beállítási paramétereit. A fojtásbeállítás vizsgálata két teljesítménytartományban történt, 5, ill. 15 m/min huzalelőtolás mellett (rövidzárlatos, ill. szórt ív). A 4. táblázat ábrái alapján látható, hogy rövidzárlatos anyagátmenet során a fojtás csökkentése növeli az áramfelfutás mértékét, a csúcsáram nagyságát, a rövidzárlatok

száma csökken, ami egyre nagyobb méretű instabil cseppleváláshoz vezet. Megfigyelhető továbbá a fojtás növekedésével a rövidzárlatok frekvenciája nő, a folyamat gyorsabban reagál az áramfelfutások időbeli gyors korlátozása miatt. A fojtásnak nincs túl nagy jelentősége finomcseppes anyagátmenetnél, a folyamat alapvetően a 100%-os fojtás alapbeállításnál a legstabilabb.

1.3 A szabadhuzalhossz szerepének vizsgálata Az 5. táblázat mutatja a „Normál” üzemmódban különböző szabad huzalhossz alkalmazásával végzett hegesztés beállítási paramétereit. A szabad huzalhosszt a pisztoly– munkadarab távolság beállításával változtattuk (15, 20, ill. 30 mm) a vegyes anyagátmenetű (10 m/min huzalelőtolás) teljesítményszinten. A szabad huzalhossz növekedésével megfigyelhető a mérések során kapott átlagáram, illetve a rövidzárlati frekvencia csökkenése, ezek alátámasztják a belső szabályozás alapelveit. A jelalakok az egyes távolságoknál jelentősen nem térnek el egymástól (6. táblázat).

5. táblázat: Beállítási paraméterek különböző pisztoly–munkadarab távolsággal végzett „Normál” üzemmódú hegesztés során P04 Normál SG/Fe G3Si1 (Cu)

programszám üzemmód huzal (beállított) huzal MSZ EN ISO 14341

1 Ar/CO2 82/18 30 50 10 24 202 100

huzalátmérő (mm) védőgáz pisztoly–darab távolság (mm) hegesztési sebesség (cm/min) huzalelőtolás (m/min) feszültség (V) hegesztőgépen áramerősség (A) hegesztőgépen fojtás (%)

20

15

6. táblázat: A pisztoly-munkadarab távolság változtatásának hatása a vegyes, durvacseppes anyagátmenet során PISZTOLY–MUNKADARAB TÁVOLSÁG HATÁSA 15 mm

20 mm


30 mm

111

1.4 „SpeedArc” dinamika változásának vizsgálata A koncentrált, stabil ívet adó „SpeedArc” szinergikus üzemmód esetén lehetőség van százalékosan mind negatív, mind pozitív irányba az ún. dinamika változtatására (alapérték 100%). A keskeny résekben történő hegesztésekre javasolt üzemmódban a várhatóan kialakuló nagy szabad huzalhosszak esetén jelentősége lehet az ív dinamikus tulajdonságainak változtatásának. A 7. táblázat mutatja a „SpeedArc” üzemmódban különböző SpeedArc dinamika alkalmazásával végzett hegesztés beállítási paramétereit. A „SpeedArc dinamikát” 100%-os beállítási értékhez közelítve a rövidzárlati frekvencia minimálisan csökkenő tendenciát mutat, az átlag áramerősség minimálisan nő, a kapott jelalakok között nagy különbség nem fedezhető fel.

1.5 Huzal hatásának vizsgálata A 9. táblázat mutatja a „Normál” üzemmódban különböző hegesztőhuzalok alkalmazásával végzett hegesztés beállítási paramétereit. Méréseink során 5 féle hegesztőhuzalt használtunk. A szerkezeti szénacél kategóriában összehasonlítottuk a rézbevonatú, a „bevonat nélküli” huzalokat, valamint vizsgáltuk egy-egy erősen ötvözött, duplex huzal

tömör, ill porbélésű változatát, valamint egy alumíniumötvözetű huzalt. A vizsgálatokat kis teljesítménytartományban, rövidzárlatos üzemmódban végeztük, a huzal összetételéhez tartozó „standard” védőgázzal. A 10. táblázat ábrái alapján látható, hogy a huzal felületi minősége, anyaga komolyan befolyásolja az anyagátmenet jellegét. A G3Si1-es hegesztőhuzal rezezett, illetve rézmentes változata esetén kapott áramerősség és feszültség jelalakok elemzése során megfigyelhető, hogy ugyanazon paraméterbeállítások mellett a rezezett huzal esetében a rövidzárlati frekvencia nagyobb, a jelalak szabályosabb, az áramátadás jobb, a jelalak alapján az ív stabilabb képet mutat, mint rézmentes esetben. (Hangsúlyozzuk, hogy az előző megállapításunk általánosságban nem feltétlenül igaz.) Az alkalmazott duplex hegesztőhuzal használatánál a bevitt teljesítmény csökken a G3Si1-es huzalhoz képest, a rövidzárlati frekvencia közel azonos a rezezett huzal használata esetén kapottal. A porbeles hegesztőhuzal alkalmazásakor már 5 m/min-es huzal-előtolási sebességnél jelentkezik a stabil, szórt íves anyagátmenet. Az AlSi 5 jelölésű hegesztőhuzallal történő hegesztés áramerősség és feszültség időbeli lefutása alapján kivehető, hogy a többi huzalhoz képest kisebb teljesítmény is elégséges a kisebb olvadáspontú huzal leolvasztásához.

7. táblázat: Beállítási paraméterek különböző dinamikához állított „SpeedArc” üzemmódú hegesztés során programszám üzemmód huzal (beállított) huzal MSZ EN ISO 14341 huzalátmérő (mm) védőgáz pisztoly–darab távolság (mm) hegesztési sebesség (cm/min) huzalelőtolás (m/min) feszültség (V) hegesztőgépen áramerősség (A) hegesztőgépen fojtás (%) SpeedArc dinamic (%)

30

P03 SpeedArc SG/Fe G3Si1 (Cu) 1 Ar/CO2 82/18 20 33,3 5 19,1 117 100 100

60

150

300

8. táblázat: A „SpeedArc dinamika” változtatásának hatása rövidzárlatos anyagátmenet során SPEEDARC DINAMIKA VÁLTOZTATÁSÁNAK HATÁSA 30 %

60 %

150 %

112

100 %

300 %


9. táblázat: Beállítási paraméterek különböző típusú huzalok alkalmazásával „Normál” üzemmódú hegesztés során programszám üzemmód huzal (beállított) huzal MSZ EN ISO 14341 huzalátmérő (mm) védőgáz pisztoly–darab távolság (mm) hegesztési sebesség (cm/min) huzalelőtolás (m/min) feszültség (V) hegesztőgépen áramerősség (A) hegesztőgépen fojtás (%)

P04 SG/Fe G3Si1 (Cu mentes) 1 Ar/CO2 82/18

G3Si1 (Cu)

18,9 122

P19 Normál CrNi ER308 LDX2101 MIG

P28

P47

Flux CrNi LDX2101 FCW2D

AlSi 5 AlSi 5 1,2

Ar/CO2 97,5/2,5 20 33,3 5 19 110 100

Ar/CO2 82/18

Ar

23,5 123

16,4 86

10. táblázat: Beállítási paraméterek különböző hegesztőhuzallal végzett „Normál” üzemmódú hegesztés során HUZAL ÖSSZETÉTELÉNEK/BEVONATÁNAK HATÁSA SG/Fe G3Si1 (Cu) Ar/CO2 82/18

SG/Fe G3Si1 (Cu mentes) Ar/CO2 82/18

CrNi ER308 LDX2101 MIG Ar/CO2 97,5/2,5

AlSi5 AlSi5 Ar

Flux CrNi LDX2101 FCW2D Ar/CO2 82/18

3. ÖSSZEFOGLALÁS Cikksorozatunk 1. részében ismertetett modern hegesztőgép szinergikus üzemmódjainak bemutatása után ezúttal néhány speciális „peremfeltétel” (védőgáz-összetétel, huzaltípus…) változtatásának áramerősség/ívfeszültség jelalakokra gyakorolt hatását vizsgáltuk különböző teljesítményszintek mellett. A szinergikus üzemmódok és az egyes vizsgált „paraméterek” sokasága nem tette lehetővé az összes mérési variáció ismertetését, így csak néhány – általunk fontosnak tartott – mérési eredményt mutattunk be. Mérési módszerünkkel gyakorlatilag bármilyen modern ívhegesztőgép szinergikus függvényei, speciális jelalakjai ellenőrizhetők. A módszer akár egy-egy hegesztőgép validálási folyamata során is alkalmazható.

Terveink közt szerepel a vizsgált áramforrás egyes üzemmódjainak olyan összehasonlítása is, amely a tényleges produktum (az elkészült hegesztési varrat) szempontjából elemzi és veti össze a gép beállítási lehetőségeit. Ennek eredményeiről a későbbiek során számolunk be.

IRODALOMJEGYZÉK [1] Balogh D.: A hegesztéstechnológiai tényezők és az anyagátviteli folyamat elemzése Lorch Saprom S5 A/W hegesztőgéppel, MSc Diplomamunka, MDT02/2011, Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem (Konz.: Dr Dobránszky János, Gyura László) [2] Balogh D., Gyura L.: A hegesztéstechnológiai tényezők és az anyagátviteli folyamat elemzése inverteres hegesztőgéppel (1. rész), MAGÉSZ Acélszerkezetek, IX. évfolyam (2012/2), 2012, pp. 90-99.


113

! # $ " $

" $ $$ ! ! $# " $# ## $$! " " ! ! $$ $ " # $# 43 ;9+ 6/;< 7!'89!-6< 7< 64+737:9< +48%:.3 < /,182/;(1875 < 0-2795& 7+;9 <7<64('9<+48%:.3<+;99;55<43;8
9679+72':5;084674<2185&<"<-*7;:5&<99751:< 5<)< ;9;18<" <&<#"#"<##" $$$)948*;37:)0-<&<$$$)0;3;:25;:4;:2612)0-< 948*;37:0-)948*;37:)1+

$FpOFVDUQRN (J\V]HUĦHQWHUYH]YH

8 féle típusDWLSLNXVPHJUHQGHOĘLLJpQ\HNUHHJ\V]HUĦpVJ\RUVDGDSWiOKDWyViJD]HJ\HGL LJpQ\HNUH$WHUYH]ĘLPXQNiWDJ\iUWyiOWDOEL]WRVtWRWWWĦ]YpGHOPLYLOOiPYpGHOPLpVVWDWLNDL V]iPtWiVRNVHJtWLN.LFVLWĘODQDJ\LJHJ\V]HUĦWĘOD]|VV]HWHWWLJLSDUWyODPH]ĘJD]GDViJLJ

ZZZIULVRPDWKX

114


GYORS ÉS GAZDASÁGOS MEGOLDÁS A CSARNOKÉPÍTÉSBEN A csarnoképítésben ma már olyan építési rendszerek, egységes szerkezeteken alapuló megoldások érhetőek el, amelyek nem csak az egyszerű tervezést, de a gyors és költséghatékony kivitelezést is lehetővé teszik. A Frisomat az igények pontos felmérésétől a tervezésen és gyártáson keresztül a helyszíni építésig maga végzi a feladatokat, mindemellett szolgáltatásuk része a statikai, villámvédelmi és tűzvédelmi számítás elkészítése is. Az ipari és kereskedelmi épületek kivitelezésénél minden időbeli csúszás és műszaki hiba, üzemeltetésénél pedig minden idő előtti állagromlás olyan profitcsökkenést okozhat, amely akár a létesítmény felépítését vagy üzemeltetését is veszélyeztetheti. A tervezési és kivitelezési hibák és az abból eredő időbeli csúszások elkerülése érdekében a legkézenfekvőbb megoldás, ha a tervezés, gyártás és az építés is egy kézben van, ahogy a belga Frisomat által forgalmazott csarnokok esetén. A horganyzott acél tekercsekből készülő, korszerű csarnokszerkezetek választékában a standardizált és választható kialakítású, előre gyártott ipari acélcsarnokok, modul rendszerű hangárok, és egyedi fejlesztésű acélszerkezetek is megtalálhatóak. A nyolc különböző alaptípusú csarnok minden egyes, egyedileg fejlesztett és gyártott szerkezeti elemei könynyűek, egyszerű összeszerelésük után mégis nagyon szilárd szerkezetet kapunk. Legyen szó akár egy egyszerű terménytároló, vagy bonyolult szerkezetű kereskedelmi épület, pl. autószalon, üzemcsarnok stb. kivitelezéséről, a standard elemekből kiindulva maximálisan az egyedi igények figyelembevételével készülnek az acélcsarnokok. A standardizált, előre gyártott elemekből és profilokból készülő merev, vagy a szerkezeti elemek határtalan kombinálásával készülő könnyed acélcsarnokok horganyzott, magas minőségű acélból készülnek. A hosszú élettartamot és a korrózió elleni védelmet a 275 g/m2 horganyvastagság garantálja. A Frisomat bármilyen igényre szabható megoldásait nem csupán az ál-

taluk adott komplex szolgáltatás teszi gazdaságossá és biztonságossá, hanem a csomag részét képező statikai, villámvédelmi és tűzvédelmi számítás biztosítása is.


A Frisomat acélcsarnokokat rendeléstől számítva akár 6–8 hét leforgása alatt birtokba vehetik a megrendelők a választott szerkezettől függően. www.frisomat.hu

115

– melegen és hidegen hengerelt, valamint bevonatos hasított sza-

– melegen és hidegen hengerelt táblalemezek

lagok, kötegelve, illetve előírás

– bevonatos lemezek

szerint csomagolva

– nyitott és zárt szelvények

– méretre szabott hidegen hengerelt és bevonatos táblalemezek – alakos alkatrészek plazmaláng- és lézervágása

– rúd- és idomacélok – acélcsövek – betonacélok, síkhálók – hegesztőanyagok – húzott rúd- és idomacélok

Méretre szabott szolgáltatások! www.dutrade.hu • [email protected] 116 Acélszerkezetek 2012/3. szám telefon: +36 25 586902 • fax: +36 25 586900

Maria Bergenstråhle és Mats Linde ESAB AB Göteborg, Svédország

OK AristoRod™ – EGYSZERŰEN A LEGJOBB Az ESAB rézmentes MAG huzalja – a minőség mércéje egész Európában, és most a világot hódítja meg Egy évtizeddel azután, hogy az ESAB bemutatta a rézmentes bevonatú AristoRod™ MAG huzalokat továbbfejlesztett felületi tulajdonságokkal (ASC), a sikere elvitathatatlan az európai hegesztőiparban, ahol a legigényesebb gyártók ezt használják kiváló hegesztési tulajdonságai miatt.

1. ábra

Az OK AristoRod™ stabilizálja a hegesztési folyamatot, gond nélkül adagolható, csökkenti a karbantartáshoz szükséges állásidőket és alkalmazásával kevesebb utómunkára van szükség, ez mind a hatékonyságot növeli és csökkenti a költségeket. Viszonyítási alap lett a fejlett európai piacon, Skandináviában, Németországban és Franciaországban, és gyorsan terjed Észak-Amerikában és a fejlődő országok piacain, Dél-Amerikában és Kínában. A csehországi Vamberkben található gyár mellett az ESAB gyártóegységeket létesített Argentínában és Kínában – valamennyi AristoRod™-ot gyárt, azonos, szigorú minőségi követelmények szerint. Mostanság számos, költségtudatos gyártó tér át szerte a világon a rézbevonatos MAG huzalról a réz nélküli bevonattal készülő OK AristoRod™-ra.

A rézbevonat nem a Szent Grál A rézbevonatos huzalelektródákat széles körben használják jó hegesztési tulajdonságaik miatt. Ezek uralják a MAG hegesztőhuzal-piacot, és még mindig kiváló megoldást jelentenek sok gyártónak. Ez nem jelenti azt, hogy ne lennének hátrányai a rézbevonatnak. Néhány évvel ezelőtt azonban egyszerűen nem létezett más megoldás. A rezet eredetileg azért alkalmazták, hogy javuljon a MAG huzalok tolhatósága és az áramátadás a huzal és az áramátadó fúvóka között, és nem azért – amit pedig gyakran reklamálnak – hogy az áramátadó kopása csökkenjen, vagy a huzal ne rozsdásodjon. Mivel az áramátadás nagy-

részt meghatározza az aktuális tolóerő nagyságát, a rézbevonat elsősorban a tolhatóságot korlátozza. Az áramátadó kopásának mérséklése üdvözölt mellékhatás ugyan, a huzal felületén megjelenő rozsda azonban rosszabb. A rézbevonatos huzalok gyengeségének oka, hogy a réz egy lágy fém, amely az előtolás során fellépő mechanikusok hatások következtében könnyen megsérül. A rézrészecskék leválnak és lerakódnak az előtoló rendszerben. Fokozatosan eltömítik a huzalvezetőt és a pisztolyt, és beleolvadnak az áramátadóba (áthúzás), növelve ezzel a szükséges tolóerőt. Emellett adott esetben a huzal visszaégését is okozhatja az áramátadóba – ami megállítja a MAG hegesztést. A súlyosság és a szennyeződés sebessége számos tényezőtől függ: • huzal minősége, • tológörgők típusa és a görgőnyomás, • huzalvezető típusa, • huzalvezető hossza, • huzaltolási sebesség, • a kábelköteg vezetése. A huzal minősége az egyik legfontosabb hatás. Optimális rézbevonat készítése összetett eljárás, amelynek számos kritikus lépése van. A rezezés előtti tisztaság és felületi érdesség például rendkívül fontos. Ezek határozzák meg, hogy mennyire fog tapadni a réz a huzal felületéhez, és fog ellenállni az tolás közbeni hatásoknak. Ugyanennyire fontos a rétegvastagság, amelynek elegendőnek kell lenni a várt előnyökhöz, de legyen elég vékony, hogy az előtolás során ne váljon le. Ez a magyarázata, miért van olyan sokféle MAG huzalminőség a piacon – a csúcsminőségtől a gyenge minőségig, és minden, ami köztük van. Jó minőségű rézbevonat készítéséhez tudás és tapasztalat szükséges, valamint kiváló minőségirányítás, amely a gyakorlatban csak kevés gyártónál van meg. Az a tény, hogy a szennyeződés függ a huzaltolás feltételeitől és a hegesztési paraméterektől, a képet még bonyolultabbá teszi. A gyenge huzalminőség csak kevés gondot okozhat ’kedvező hegesztési feltételek’ között, addig míg egy csúcsminőségű rézbevonatos huzal sem felel meg szélsőséges előtolási feltételek között. Nehéz előtolási feltételek kézi hegesztésnél is előfordulhatnak, de valószínűbb, hogy gépesített vagy robothegesztésnél fordulnak elő a nagy huzaltolási sebesség és bekapcsolási idő, valamint a gyakori megállás és újraindulás miatt. Az európai iparban ilyen típusú hegesztések, amelyekhez OK AristoRod™ huzalt használtak, kiváló reputációt jelentettek. Jó példák erre az olyan autóalkatrészek, mint ülések, kereszttartók, teherautó futóművek, földmunkagépek és villás targoncák keretei és darutartók hegesztése. Ezek közül néhányról olvashatnak a Svetsaren korábbi kiadásaiban.


117

Továbbfejlesztett felületi tulajdonságok

1. táblázat: ESAB AristoRod™ továbbfejlesztett felületi jellemzőkkel (ASC) számos különleges tulajdonsággal és előnnyel rendelkezik kézi és gépesített hegesztésre és robotos alkalmazásokra. Ezek kézzelfogható előnyökkel járnak, és együtt nagyobb hatékonyságot és kisebb hegesztési költségeket eredményeznek

Frekvencia

Az a OK AristoRod™ réz nélkül bevont huzalcsaládot az a továbbfejlesztett és finomított tudás eredményezte, amelyet az ESAB az 1990-es években szerzett a portöltéses huzalok gyártása során. Ez a huzalcsalád továbbfejlesztett felületi tulajdonságokkal (ASC) büszkélkedhet. Kiemelkedő paraméterekkel rendelkezik rézzel bevont huzalokkal összehasonlítva. Az 1. táblázat összefoglalja az ASC különleges tulajd,onságait és az ezekből eredő felhasználói előnyöket.

Sebesség frekvencia spektrum

Huzaltolási sebesség (m/min) 2. ábra: Huzalsebesség stabilitása a pisztolyon mérve, beállított érték 10,1 m/min.

Előnyös tulajdonságok

Prémium rézbevonatos huzal, 1,2 mm átmérő. Huzal visszaégés 220 perc után.

Egyenletes hegesztési tulajdonság Egyenletes hegesztési minőség

Frekvencia

Stabil ív kis tolóerő mellett Jó hegesztésminőség, kevesebb utómunka és hegesztés utáni tisztítás Nagy árammal hegeszthető Nagyobb termelékenység Rendkívül kevés fröcskölés Kevesebb varrattisztítás Gond nélküli huzaltolás még nagy huzalsebesség esetén is, és nagyobb előtolási távolság

Idő

Nagyobb termelékenység, kevesebb állásidő Kis füstemisszió

Huzalsebesség (m/min)

Tisztább munkakörnyezet

OK AristoRod hegesztőhuzal 1,2 mm átmérő. Nincs visszaégés 330 perces vizsgálat befejezése után.

Tudományos bizonyíték

Frekvencia

A cikk a német hegesztés kutatási intézmény, az ISF Aachen által végzett összehasonlító vizsgálatok összefoglalását mutatja be. E projekt során az OK AristoRod™-ot hasonlították össze a világ legfontosabb szállítóinak rézbevonatos MAG huzaljaival. Ha másként nem szerepel, az eredmények az OK AristoRod™ és csúcsminőségű rézbevonatos huzal eredményei láthatók. Ezeket az információkat az ESAB saját kutatási eredményei egészítik ki. Az adatok forrását a diagramok mellett feltüntettük. Idő

Huzalsebesség stabilitása A huzalsebesség stabilitása fontos az ív stabilitása számára. Egyenetlen sebesség következménye lehet az instabil ív, több fröcskölés és egyenetlen varrat. A 2. ábra 20 perces hegesztés alatt mért sebességfrekvenciát hasonlítja össze. A tényleges huzalsebességet a pisztolynál mérték. A tológörgők és a pisztoly között a huzal a huzalvezetővel együtt úgy viselkedik, mint egy rugó. Emiatt a tolási sebesség kisebb, mint a beállított érték, ha a tolóerő hirtelen megemelkedik, és kisebb, ha a tolóerő hirtelen csökken. Ha tológörgők között megcsúszás keletkezik, ez a tényleges huzalsebességet még komolyabban befolyásolja. A széles, lapos görbe instabil huzalsebességet jelez, míg a keskeny, magas görbe stabil előtolást. A 3. ábra egy sorozatot mutat ezekből a diagramokból, amelyeket 330 perc teljes hegesztés során mértek

118

Huzalsebesség (m/min) 3. ábra: A huzalsebesség változása 12,5 m/min névleges sebesség mellett. A függőleges tengelyen a mérések száma. Huzalátmérő mindkét huzal esetében 1,2 mm. A vizsgálat során használt paraméterek: 350 A, 32 V, 20 mm kinyúlás. Védőgáz: 80% Ar/20%CO2. Forrás: ISF, Aachen.

OK AristoRod™ és rézbevonatú MAG huzallal. Jól látszik, hogy az AristoRod™ sokkal stabilabb, és a rézzel bevont huzalnál jelentős sebességingadozások láthatók. Az OK AristoRod™ vizsgálatát be lehetett fejezni a teljes 330 perces vizsgálati idő alatt, míg a rézzel bevont huzal 220 perc után visszaégett az áramátadóba.


Rézbevonatos MAG huzal – Ø 1,2 OK AristoRod 12.50 – Ø 1,2 Tolóerő változása

b (visszaégés)

Tolóerő (N)

Rézbevonatos MAG huzal – Ø 1,0 OK AristoRod 12.50 – Ø 1,0 Tolóerő változása

megcsúszási szint átlagos tolóerő hegesztés közben tényleges görbe hegesztés közben

Huzalsebesség (m/min)

4. ábra: Előtolási erő OK AristoRod™-ra és rézbevonatos huzalra különböző huzalsebességek mellett. Forrás: ESAB

A huzalnak a huzalvezetőn történő, pisztolyig tartó előtolásához szükséges erő is kapcsolatban van az előtolás stabilitásával. Ez az erő sok tényezőtől függ, mint a huzalvezető típusa, hossza, a kábelköteg hajlítási sugara, és az irányváltás a hegesztőpisztolyban. A 4. ábra egy standard összeállításban mért tolóerőt mutat AristoRod™ és rézbevonatos huzalra, mindkét esetben két huzalátmérőre. Látható, hogy nem csak a tolóerő kisebb az OK AristoRod™ esetében, de az ingadozása is lényegesen kisebb, ami stabilabb tolási feltételeket jelez. Az 5. ábra mutatja, mi történik, ha a levált rézbevonat eltömíti a tolórendszert. A tolóerő fokozatosan növekszik arra a szintre, amikor a huzal folyamatosan megcsúszik. Az ív nagyon bizonytalanná válik, és végül a huzal visszaég az áramátadóba. Egyetlen rézbevonatos huzal sem bírta a teljes 330 perces vizsgálati időt, volt olyan, amelyiknél már 8 perc után bekövetkezett a visszaégés.

Ívstabilitás Az ív stabilitása nagy áramerősségű hegesztés során két módszerrel lett meghatározva: a hegesztőáram és feszültség rezgésével; valamint az ív fénysugárzás intenzitásának rögzítésével. Az ív stabilitásának mérését szolgáló vizsgálati elrendezés a 6. ábrán látható. A rezgést a pisztolyra szerelt szenzorokkal mérték, egyidejűleg az áram és feszültség értékei ms-ként az áramforrás vezérlése segítségével lettek rögzítve. Az ív fény-

5. ábra: Növekvő tolóerő a rézrészecskék lerakódása miatt az előtoló rendszerben, amely visszaégéshez vezet. Forrás: ESAB

6. ábra: Összeállítás a nagyáramú hegesztési vizsgálathoz

sugárzás intenzitásának rezgését az ív aktuális viselkedését rögzítő nagy sebességű videofelvétel értékelésével állapították meg. A 7. ábra mutatja az OK AristoRod™ és a rézbevonatos huzal jellegzetes eredményeit. A rezgést m/s²-ben mérték, és az lényegesen nagyobb volt a rézbevonatos huzal esetében, míg az áram és feszültség nagyobb tartományban változott. A zöld mező mutatja a feszültség és áram ablakot. A feszültségváltozások természetesen nem kerülhetők el a cseppleválás hatása miatt. Mindazonáltal a feszültségváltozás mértéke a rézbevonatos huzalnál nagyobb. Az áram változása is kifejezetten nagyobb a kevésbé stabil ív miatt.

7. ábra: Nagyáramú hegesztési próbák eredménye OK AristoRod™-ra (felső) és rézbevonatú huzalra azt mutatja, hogy az OK AristoRod™ esetén lényegesen jobb az ívstabilitás. Forrás: ISF Aachen.


119

TELJES FRÖCSKÖLÉS védőgáz 80% Ar + 20% CO2 A leolvasztott huzal %-a

OPTIKAI STABILITÁS

Huzal

Ezeket a megállapításokat megerősítették az ív intenzitásváltozását (szürkeskála-változás) rögzítő nagy sebességű videofelvételek, 8. ábra. A megvizsgált huzalok között az OK AristoRod™ adta a legnagyobb ívstabilitást. A nagy sebességű videofelvételek is igazolják az OK AristoRod™ stabilabb ívét és kisebb fröcskölését.

Fröcskölés Az ívstabilitás és a fröcskölés úgy függenek össze, hogy a kevésbé stabil ív nagyobb fröcsköléssel jár. Kevés fröcskölés nem ártalmas, mert megszilárdulva ér a munkadarab felületére, ezért nem tapad oda. Nagy fröccsenések azonban ráolvadnak a lemez felületére, ahonnan el kell távolítani, ami idő- és költségigényes művelet. A 9. ábra összehasonlítja az OK AristoRod™ és jó minőségű rézbevonatos huzalok fröcskölési viselkedését, kimutatva a feltűnő különbséget a fröcskölés mennyiségében. A fröcskölést úgy mérték, hogy a hegesztést réz gyűjtődobozokban végezték és lemérték az összegyűlt fröcskölést.

9. ábra: Kicsi és nagy fröcskölések teljes mennyisége – (M21) keverékgáz esetén. Forrás: ESAB. OK Autrod 12.51 az ESAB prémium rézbevonatos huzalja (G3Si1 – EN/ER70S-6 – AWS)

FÜSTEMISSZIÓ FOKA Szabványos minőségű rézbevonatú huzal

8. ábra: Az ív fényintenzitásának változása egy másodperc alatt, nagy sebességű kamerával (3000 kép/s) készített felvétel alapján. Az 1. számú az AristoRod™-ra, a 2–10 különböző rézbevobatú huzalra vonatkozik, amelyek a globális piacon kaphatók. Forrás: ISF Aachen.

10. ábra: Füstemisszió foka a svéd füstdoboz módszerrel meghatározva. Forrás: ESAB

2. táblázat: Az ötvözetlen és gyengén ötvözött AristoRod™ választék Termék

Huzal besorolás

Huzal és varratfém besorolás

9éGĘJáz

AWS

EN-ISO

EN-ISO 14175

$FélttSus

OK AristoRodTM

A5.18

12.50

ER70S-6

G3Si1

G 42 4 G 38 2

QRUPiOV]LOiUGViJ~

12.57

ER70S-3

G2Si

G 38 3 G 35 2

QRUPiOV]LOiUGViJ~

12.62

ER70S-2

G2Ti

G 46 4 G 42 3

QRUPiOV]LOiUGViJ~

12.63

ER70S-6

G4Si1

G 46 4 G 42 2

QRUPiOV]LOiUGViJ~

12.65

ER70S-6

G4Si1

G 46 4 G 42 2

QRUPiOV]LOiUGViJ~

A5.28

14341-A 16834-A

21952-A /-B

M21

C1

13.08

ER80S-D2

G4Mo

G 4Mo / G 1M3

G 50 4 G 46 0

N~V]iViOOy

13.09

ER80S-G

G2Mo

G MoSi /G 1M3

G 46 2 G 38 0

N~V]iViOOy

13.12

ER80S-G

G CrMo1Si / G 1CM3

N~V]iViOOy

13.16

ER80S-B2

G 55A 1CM

N~V]iViOOy

13.22

ER90S-G

G CrMo2Si

13.26

ER80S-G

55 (13.13)

ER100S-G

69 (13.29)

N~V]iViOOy G 46 4 G 42 0

LGĘMiUiViOOy

G Mn3NiCrMo

G 55 4

QDJ\V]LOiUGViJ~

ER110S-G

G Mn3Ni1CrMo

G 69 4

QDJ\V]LOiUGViJ~

79 (13.31)

ER120S-G

G Mn4Ni2CrMo

G 79 4

QDJ\V]LOiUGViJ~

89 (1B96)

ER120S-G

G Mn4Ni2CrMo

G 89 4

QDJ\V]LOiUGViJ~

120

G0


Füst A rézbevonat hiánya kisebb füstemisszióhoz vezet. A 10. ábra az OK AristoRod™ füstemisszióját hasonlítja össze az optimális bevonat vastagságú, jó minőségű rézbevonatos huzaléval, és egy vastag rézbevonatú rezes huzaléval.

Korrózió Az mítosz, hogy a rézbevonat védi a huzalt a tárolás vagy használat közbeni korróziótól. Ellenkezőleg, a nedvesség hatására a huzal anyaga és a réz közötti elektrokémiai potenciál-különbség miatt a rézbevonat mikrohibáiban rozsda képződik. A 11. ábra a huzal felületét mutatja 6 napos kitét után 80% relatív páratartalom és 26,6 °C mellett. Az OK AristoRod™ felületén egyáltalán nem láthatók korróziós nyomok, míg a rézbevonatos huzal felületén megjelentek az első kis korróziós foltok. A 12. ábra 14 napos kitét eredményét mutatja. Az első foltok ekkor már az OK AristoRod™ felületén is megjelentek, míg a rézbevonatos huzal felületén előrehaladott korrózió jelei mutatkoznak.

11. ábra: A huzal felülete 6 nap után védelem nélküli kitettség nyomán 80% relatív páratartalom és 26,6 °C mellett. Balra ArostoRod™, jobbra rézbevonatos huzal. Forrás: ISM Aachen

12. ábra: Huzal felülete 14 nap után védelem nélküli kitettség nyomán 80% relatív páratartalom és 26,6 °C mellett. Balra ArostoRod™, jobbra rézbevonatos huzal. Forrás: ISM Aachen

Teljes választék A cikkben bemutatott kutatási eredmények magyarázatot adnak arra, hogy a rézmentes bevonatú OK AristoRod™ miért vált Európában a MAG huzalok minőségének mércéjévé – és hogy immár a világot hódítja meg. Ez egy ideális MAG huzal kézi, gépesített hegesztésre és robotalkalmazásra. Az OK AristoRod™ széles választékban kapható ötvözetlen és gyengén ötvözött típusok formájában, lásd a 2. táblázatot. Az ESAB Marathon Pac™ hordós csomagolási rendszerrel együtt egy utolérhetetlen kombináció a folyamatos, akadálymentes hegesztéshez.

A szerzőkről: Maria Bergenstråhle, IWE, MBA, MSc gépészeti és anyagismeretek, az ESAB AB ötvözetlen és gyengén ötvözött tömör huzal vállalati termékmenedzsere, Göteborg, Svédország Mats Linde, MSc, az ESAB AB tömör huzal kutatási és fejlesztési menedzsere, Göteborg, Svédország

Experience your full welding potential! MMA, MIG/MAG? Whatever the task, the new Origo™ Mig 4004i and 5004i makes it easier. A rugged workhorse for though industrial environments. This latest primary-switched inverter-powered welding unit offers the freedom to realise your true professional potential. Digital control sets parameters in seconds. Improved quality, productivity and energy efficiency. Time to showcase your true abilities. www.esab.com


STRENGTH THROUGH COOPERATION

121

Tűzvédelem kompromisszumok nélkül Interchar™ 212 ō Interchar 1120 ō Interchar 1160 ō Interchar 404 Az International Paint folytatja a tevékenységét a tűzvédelmi ipar élvonalában, folyamatosan teszteli és fejleszti termékeit, hogy a legújabb szabványoknak és engedélyeknek megfeleljenek. A CE jelölés, ami egy megfelelőségi jelölés (a termékeken vagy csomagolásukon feltüntetve), tanúsítja, hogy az Európában vagy máshol gyártott termék megfelel az Európai Unió termékbiztonsági, egészségügyi és környezetvédelmi követelményeinek. Hamarosan kötelező lesz a CE jelölés feltüntetése a hőre duzzadó tűzvédő bevonatoknál, az Európai Parlament és a Tanács Építési Termékekre Vonatkozó Előírásai (Construction Product Directive - CPD) 305/2011/EU számú rendelete alapján.

Ř Megfelelőségi Engedély

A tűzvédelem területén szerzett több mint 35 éves tapasztalattal, az International Paint büszke a már CE jelöléssel rendelkező tartós és megbízható termékeire, amelyek száma növekszik, és amelyek a következő tűzállósági követelményeknek felenek meg:

Ř Reagálás a tűzre

Interchar 212

Epox hőre duzzadó tűzvédő, 100% térfogatos szárazanyagtartalom

15 - 180 perc tűzvédelem

EN 13381-8

ETA 10/0470

Interchar 1120

Egykomponensű, vízbázisú hőre duzzadó tűzvédő


EN 13381-8

ETA 11/0045

Interchar 1160

Egykomponensű, vízbázisú hőre duzzadó tűzvédő

60 percig tűzvédelem

EN 13381-8

ETA 11/0460

Interchar 404

Egykomponensű, oldószeres, akril hőre duzzadó tűzvédő


EN 13381-8

ETA 09/0259

Ř Egészségügyi és biztonsági megfelelés Ř Tartósság Ř Azonosíthatóság Ř Tűzállóság

További információkért forduljon magyarországi kollégánkhoz: Bondár Tibor, üzletfejlesztési vezető E-mail: Mobil: +36 30 6354-639 122 [email protected]élszerkezetek 2012/3. szám Az International Paint teljes tűzvédő választékának megtekintéséhez látogassa meg honlapunkat: www.interchar.com (angol nyelvű)

Bondár Tibor okl. gépészmérnök, üzletfejlesztési vezető International Protective Coatings, Magyarország

ACÉLSZERKEZETEK TŰZVÉDELME FIRE PROTECTION OF STEEL STRUCTURES Hőre habosodó tűzgátló bevonatok alkalmazása Magyarországon, Európai Műszaki Engedély (ETA) alapján. A terhelési táblázatok használatának rövid bemutatása és magyarázata. A főbb kifejezések ismertetése. Minta a terhelési táblázatra és kalkuláció eredményére.

Hőre habosodó tűzgátló bevonatok alkalmazása Magyarországon, Európai Műszaki Engedély (ETA) alapján A jelenleg hatályos Országos Tűzvédelmi Szabályzat (OTSZ, 28/2011. (IX. 6.) BM rendelet) és az Építési Törvény (3/2003. (I.25.) BM-GKM-KvVM együttes rendelet) alapján már nem csak ÉME (Építőipari Műszaki Engedély, az MSZ 14800-1 szerinti vizsgálat alapján), hanem Európai Műszaki Engedély (ETA) alapján is lehet hőre habosodó (intumescent) tűzgátló bevonatokat alkalmazni Magyarországon. Az ÉME és az ETA alapján készült engedélyek között a fő különbség, hogy ÉME esetén egy tűzállósági időtartamra azonos szárazréteg-vastagságban kell alkalmazni a tűzgátló bevonatot minden szelvényre, ami legalább 5 mm falvastagságú. Az ETA esetén több tényező alapján egy táblázatból kell kiválasztani a szükséges rétegvastagságot. Eddigi tapasztalataim alapján ezt nem szívesen teszik meg az ajánlatkérők, annak ellenére, hogy ez nem mindig jelent több munkát a számukra. A folyamat leírásával szeretném elősegíteni az ETA-val rendelkező tűzgátló bevonatok alkalmazását.

Tűzgörbék és az alkalmazható anyagok közötti összefüggés A legtöbb építőipari nemzeti szabványban a tűzzel szembeni ellenállást kifejező tűzállósági időtartamok az ISO 834-ben meghatározott, nemzetközileg elfogadott hőmérséklet–idő görbék alapján végzett melegítési vizsgálat során mutatott viselkedésre vonatkoznak. Ezek a görbék nem jellemzik a valóságban előforduló tüzek egyetlen típusát sem, hanem a léghőmérsékletnek az idő szerint folyamatosan, de egyre csökkenő ütemben növekvő függvényét adják meg. Ez az a szabványos tervezési görbe, amelynek alapján a szerkezeti elemek kemencében való melegítési vizsgálatát végzik. A tűzállósági idő tehát nem azt az időt jelenti, amelyen keresztül egy szerkezeti elem a konkrét szerkezetben tűz esetén még működőképes, hanem csak egy összehasonlító adat, amely annak a tűznek az erősségére utal, amelyet a szerkezet még túl képes élni. Ha a tűzállóság szempontjából vizsgált szerkezet külső szerkezet, és ezért várható, hogy a léghőmérséklet bármely időpillanatban alacsonyabb (ami azt jelenti, hogy az építőanyagok hőmérsékletei közelebb lesznek a tűz megfelelő hőmérsékletéhez), akkor a hasonló elven használható „külső tűzgörbe” alkalmazható.

Intumescent fire protection coatings application in Hungary, based on European Technical Approval (ETA) A short introduction and explanation of the using the loading tables. Explanation of the main applicable phrases. Sample charts of the loading tables and calculation result.

GázhĘmérséklet (°C) 1200

SzénhidrogéntĦz

1000

800

Szabványos tĦz

600

KülsĘ tĦz

400 Tipikus paraméteres tĦzgörbe 200

0 0

600

1200

1800 IdĘ (sec)

2400

3000

3600

1. ábra: A névleges tűzgörbék egy paraméteres tűzhöz viszonyítva

Ha a tárolt szénhidrogének következtében a tűz erőteljesebb, akkor a „szénhidrogéntűz-görbét” használhatjuk. E három „névleges” tűzgörbét az 1. ábra mutatja. E görbék használata esetén bármely általánosan használt módszert (előíró szabályok, táblázatos adatok vagy számítási módszerek) alkalmazhatjuk a tűzállósági idők meghatározására.

Szerkezeti kialakítás, funkció és szelvénytípus A legkorszerűbb tervezési előírások egyértelműen elismerik, hogy a szerkezet tűzzel szembeni ellenállása nagymértékben függ attól, hogy mekkora terhek működnek a szerkezetben a tűz idején, és egyúttal azt is figyelembe veszik, hogy tűz idején a várható terhek lényegesen kisebbek, mint amelyekre rendes hőmérsékleten a teherbírási határállapotokat ellenőrizni kell. Ez a felismerés új eszközt ad a tervezők kezébe, amely akár egymagában, akár a tűzzel szembeni védelem más módszereivel együttesen alkalmazható. Az igénybevételek csökkentése a rendes hőmérséklethez tartozó ellenállás szempontjából túlméretezett szelvények felvételével valósítható meg, részint az alkalmazott szelvényféleségek számának csökkentésére irányuló tevékenység részeként is, és ezáltal növelhetők a tűzállósági idők, különösen gerendák esetén. Ily módon külön védelem nélküli vagy részleges védelemmel ellátott gerendák alkalmazására nyílik lehetőség.


123

Alátámasztó gerenda

Karcsúfödém („slimfloor”) gerendája „polctartós” gerenda

A terhek (igénybevételek) csökkentésével járó előnyök különösen akkor érvényesülnek, ha a tűznek kitett felület csökkentésével, a gerenda által megtámasztott beton födémlemez hőszigetelő és hőelnyelő képességével párosulnak. A hagyományos feltámaszkodó födém esete (2. ábra) természetesen előnyösebb, mint ha a gerenda teljes kerületét érné a tűz, hiszen a gerendaszelvény felső övlemezének felső felületét teljes mértékben védi a betonlemez; ha a födémlemez a gerenda gerinclemezéhez hegesztett „polctartó” szögacélokra támaszkodik, akkor a gerinclemez felső része és a teljes felső övlemez hideg marad, ami még kedvezőbb helyzetet eredményez. Még kedvezőbbek az utóbbi időben kifejlesztett „karcsú födémes” („slimfloor”) rendszerek, amelyekben a gerenda szelvénye szokatlanul alacsony, a födémlemez pedig a gerenda alsó övlemezére támaszkodik (az övlemezre hegesztett szélesítő lemezre vagy közvetlenül az aszimmetrikus keresztmetszet alsó, szélesebb övére) – ezekben csak a gerenda alsó övlemezének alsó felületét éri a tűz. Az ETA engedélyekben minden egyes szerkezeti elemről el kell dönteni, hogy oszlopként vagy gerendaként vesszük figyelembe. Ez, ha csak kis mértékben is, de befolyásolja a tűzgátló bevonat szükséges rétegvastagságát. Szintén befolyásolja a szükséges rétegvastagságot, hogy nyitott vagy zárt szelvényről van szó.

A kritikus hőmérséklet Egy szerkezeti elem θcr kritikus hőmérséklete alatt azt a hőmérsékletet értjük, amelynél a számítás szerint a szerkezeti elem tönkremenetele adott teher esetén bekövetkezik. Ez a kritikus hőmérséklet az Eurocode 3 szerint valamenynyi szerkezeti elemre egységesen, a szerkezeti elem μ0 kihasználtsági fokának függvényében határozható meg. A kritikus hőmérsékletet a következő egyenlet határozza meg: . Ezt az összefüggést használjuk minden esetben, kivéve a 4. osztályú keresztmetszetek esetét, amelyekre a szabvány egyetlen, kellően biztonságos értéket, 350 °C-ot ír elő. A μ0 kihasználtsági fok alapvetően a tűz esetén érvényes tervezési teher és a tervezési ellenállás aránya, ahol ez utóbbit a rendes (vagy a t = 0 időponthoz tartozó) hőmérsékleten, de a szokásos biztonsági tényezők helyett a tűzzel szembeni tervezés biztonsági tényezőivel kell számítani: . Az előző képlet egyszerűsített, biztonságos változata a következő összefüggés, amely húzott elemekre és olyan,

124

2. ábra: Acélgerendák természetes tűzvédelme

oldalirányban megtámasztott gerendákra alkalmazható, amelyekben nem következhet be kifordulás: , ahol az η csökkentő tényező már önmagában is a biztonság javára közelíthet.

A keresztmetszeti tényező A tűzállósági idő az az idő, amely alatt a szabványos hőmérséklet–idő görbének kitett szerkezet eléri kritikus hőmérsékletét. Bár a kisebb méretű szerkezeti elemek egy csoportjára állnak rendelkezésre részletes kísérleti adatok, nyilvánvalóan szükséges, hogy tetszőleges szerkezeti elemben meghatározható legyen a hőmérsékletek alakulása adott szimulált tűzesetre. A szerkezeti elemre alapvetően kétféle mechanizmussal, sugárzással és konvekcióval érkezik hő. Mivel mindkét mechanizmus esetén a hőátadás sebessége a környezet, illetve a szerkezeti elem hőmérsékletének függvénye, a szerkezeti elem hőmérsékletének idő szerinti változását csak egy meglehetősen bonyolult differenciálegyenlet megoldásával lehet meghatározni. Az Eurocode 3 a problémát úgy kezeli, hogy a hőmérséklet változását kis lépésekben lineárisnak tekinti, ami a kézi számítás szempontjából nem túl kedvező, viszont ideális a táblázatkezelő szoftverrel való automatizáláshoz. • Am / V – a „keresztmetszeti tényező”, amelyben: Am – a szerkezeti elem egységnyi hosszára jutó tűznek kitett felülete; V – a szerkezeti elem egységnyi hosszára jutó térfogata; Az Am / V keresztmetszeti tényezőben a tűznek kitett kerület jelenik meg, azaz az a felület, amely a sugárzásnak és a konvekciónak ténylegesen ki van téve. Az alapelvet a 3. ábra három példája magyarázza.

A szükséges rétegvastagság kiválasztása táblázatból Minden ETA-val rendelkező hőre habosodó bevonatnál az engedély mellékleteként megtalálhatjuk az úgynevezett „terhelési táblázatokat” (loading table), a 4. ábrán láthatunk egy mintát. A táblázat Th= 90 percre vonatkozik, nyitott szelvényű oszlopokra. Pl. egy HEA300 szelvény A/V értéke 152, a kritikus hőmérsékletet a statikus tervezőnek kell megadni, pl. 550 °C, akkor ezt a szelvényt 1,981 mm szárazréteg-vastagságú tűzgátló termékkel kell bevonni az adott engedéllyel rendelkező termékből.


b

h

kerület

tĦznek kitett kerület km. terület

km. terület

A valóságban azonban egy adott szerkezetben sok különböző szelvény fordul elő. Ezért a tűzgátló termékek gyártói általában az ajánlatkéréshez kérik a következő kiindulási adatokat: – a szelvények listáját, hosszméretekkel, darabszámmal, – a kritikus hőmérsékletet (akár szelvénycsoportonként különböző is lehet), – a szükséges tűzgátlás időtartamát. Ezen kiinduló adatok alapján készül egy számítás és egy ajánlat, ahol a gyártó–forgalmazó megadja a szelvénytípusonként szükséges szárazréteg-vastagságot, és projekthez szükséges teljes tűzgátló bevonat mennyiségét (elméleti kiadóssággal, veszteségek nélkül) 5. ábra. A szükséges szárazréteg-vastagságok alapján lehet csoportokat képezni, hogy csökkentsük a különböző rétegvastagságok számát. További optimalizálásra ad lehetőséget a gyártelepen való felhordás, ellentétben az eddigi gyakorlattal, ahol szinte kizárólag a helyszínen, szerelés közben és után vitték fel a tűzgátló bevonatot.

3. ábra: A keresztmetszeti tényező számításának alapelvei

2(b+h) km. terület

Szükséges mennyiségek

Készítette:

Bondár Tibor

Termék neve:

Interchar 404

Engedély:

EN13381-8

Készült: MINTA KFT Projekt:

Bemutató

Változat száma:

1

Kritikus hĘmérsék 550°C

Készítés dátuma: 2012.09.06

Szelvény típusa

Am/V

Szelvények FestendĘ száma felület

száraz- mennyiség rétegvast.

(m 2)

(mm)

(lit)

HE (4 oldal, oszlop) HE360B

102

2

29,578

1,301

51,309

162

1

9,631

2,241

28,777

113

1

1,330

1,441

2,555

171

1

11,640

2,424

37,620

Összes szelvény

Összes festendĘ felület

Összes mennyiség

5

52,179

120,261

IPE (4 oldal, oszlop) IPE450 IPN (4 oldal, oszlop) IPN400 UPE (4 oldal, oszlop) UPE300

Összesen

A kiválasztásnál más szempontok is fontosak lehetnek, nem csak a tűzgátló bevonat költsége (kivitelezés időtartama, helyszíni festés tilalma stb).

(lit)

5. ábra: Tűzgátlóból szükséges mennyiség számítási végeredmény (ajánlat melléklete)

Interchar 404 A/V m

-1

68 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140 145 150 155 160

V/A m 0,0147 0,0143 0,0133 0,0125 0,0118 0,0111 0,0105 0,0100 0,0095 0,0091 0,0087 0,0083 0,0080 0,0077 0,0074 0,0071 0,0069 0,0067 0,0065 0,0063

350°

400°

90 perc tĦzállóság șD, Kritikus tervezési hĘmérséklet, °C 450° 470° 500° 550° 600° 650°

Irodalomjegyzék 700°

Minimális száraz-rétegvastagság - DFT, mm-ben (alapozó és fedĘ bevonat 1,843 1,381 1,116 1,050 0,952 0,830 0,729 0,644 0,562 1,898 1,422 1,149 1,081 0,980 0,854 0,749 0,661 0,577 2,036 1,527 1,232 1,159 1,050 0,914 0,801 0,705 0,613 2,175 1,632 1,317 1,239 1,122 0,975 0,853 0,750 0,651 2,314 1,738 1,403 1,320 1,195 1,038 0,907 0,796 0,689 2,455 1,846 1,490 1,402 1,269 1,102 0,961 0,843 0,729 1,955 1,579 1,485 1,344 1,167 1,017 0,891 0,769 2,065 1,669 1,570 1,421 1,233 1,075 0,940 0,810 2,176 1,760 1,656 1,499 1,301 1,133 0,990 0,853 2,288 1,853 1,743 1,579 1,370 1,193 1,042 0,896 2,402 1,947 1,832 1,660 1,441 1,254 1,095 0,941 2,517 2,043 1,923 1,743 1,513 1,317 1,150 0,987 2,140 2,015 1,827 1,587 1,381 1,205 1,034 2,239 2,108 1,913 1,662 1,447 1,263 1,083 2,339 2,204 2,001 1,739 1,515 1,321 1,133 2,441 2,300 2,090 1,818 1,584 1,382 1,184 2,399 2,181 1,899 1,655 1,444 1,237 2,499 2,274 1,981 1,727 1,507 1,291 2,369 2,066 1,802 1,573 1,347 2,466 2,152 1,878 1,640 1,404

750° nélkül) 0,496 0,509 0,539 0,571 0,603 0,636 0,670 0,705 0,740 0,777 0,815 0,854 0,894 0,935 0,977 1,020 1,065 1,112 1,159 1,208

Jármai Károly – Iványi Miklós: Acélszerkezetek tűzvédelmi tervezése (bevezetés az acélszerkezetekkel kapcsolatos európai szabványokba és alkalmazásukba) Franssen, Jean-Marc – Zaharia, Raul: Design of Steel Structures subjected to Fire (Background and Design Guide to Eurocode 3) SSEDTA-EC3 (1997-1999), SSEDTAEC4 (1999-2001) „Structural Steelwork Eurocodes – Development of a Transnational Approach” Acélszerkezeti tervezés az Eurocode szabványok szerint

4. ábra: Terhelési táblázat (minta, részlet a teljes táblázatból, nem tartalmaz minden értéket)


125

Wiegand Krisztina osztályvezető Ipari berendezések és Hegesztéstechnológia Osztály ÉMI-TÜV SÜD Kft/ Notified Body 1417

AZ ÉPÍTÉSI TERMÉK RENDELET (CPR) – 305/2011 EU, AZ ÉPÍTÉSI TERMÉK DIREKTÍVA (CPD) – 89/106 EGK ÉS AZ EN 1090 SZABVÁNYSOROZAT ÖSSZEFÜGGÉSEI RELATIONSHIPS OF THE CONSTRUCTION PRODUCTS REGULATION (CPR) – 305/2011 EU, THE CONSTRUCTION PRODUCTS DIRECTIVE (CPD) – 89/106 EEC AND EN 1090 SERIES OF STANDARDS Az Európai Parlament és a Tanács 305/2011/EU rendelete (Construction Products Regulation – továbbiakban: CPR) az építési termékek forgalmazására vonatkozó harmonizált feltételek megállapításáról és a 89/106/EGK tanácsi irányelv hatályon kívül helyezéséről 2011. március 9-én jelent meg. Az Építési Termék Rendelet(CPR), mivel rendelet és nem direktíva, megjelenése után azonnal joghatályos és kiadása napjától számítva törvényként kell alkalmazni egyidejűleg valamennyi EU tagországban, így Magyarországon is. Miként érinti ez az új rendelet a magyar építési termékeket és ezen belül az acél- és alumínium (tartó)szerkezet gyártókat? Mikortól kell alkalmazni? Miben különbözik CPR és a korábbi Építési Termék Direktíva (Construction Products Directive – továbbiakban: CPD) ill. annak magyar megfelelője a 3/2003 BM-GKM-KvvM rendelet? A felmerülő kérdések megválaszolásához mindenekelőtt az építési termékekkel kapcsolatos Európai Uniós célok ismertetése és néhány fogalom tisztázása szükséges.

The 305/2011/EU Regulation of the European Parliament and Council Regulation (Construction Products Regulation, hereinafter referred to as CPR) about the harmonized distribution conditions of the construction products and about repealing of the Council Directive 89/106/EEC were published on 9 March 2011. The Construction Products Regulation (CPR), -because it is a Regulation and not a Directivethat comes immediately into force after the date of its issue and shall be applied at the same time as law in all members of the EU, including Hungary. How were the manufacturer of the Hungarian Construction Products including steel and aluminum (bearing) structure manufacturers affected by this new regulation? What does it say about the deadline of the application? What are the differences between the CPR and the former Construction Products Directive (Construction Products Directive, hereinafter referred to as CPD), respectively its Hungarian equivalent the 3/2003 BM-GKM-KvvM Regulation ? To answer the above mentioned questions it is necessary to describe the EU goals of the Construction product and to clarify some definition

Az Európai Unióban forgalomba kerülő számos termékkör esetén, így az építési termékekre vonatkozóan is a cél, hogy bárhol tervezzék és gyártsák is a terméket, az EU belső piacán csak akkor lehessen forgalomba hozni, ha azonos típusú, fajtájú termékek azonos biztonsági szintet képviselnek. Ehhez egységes tervezési és gyártási követelményeket kell kialakítani direktívák, harmonizált szabványok, előírások formájában, és a megfelelőséget egységes megfelelőség-értékelési eljárások lefolytatásával kell biztosítani. Amennyiben a termék teljesíti a követelményeket, CE jellel kell ellátni. Acél- és alumínium(tartó)szerkezetek esetén az egységes tervezési előírásokat az ún. „EuroCode”ok tartalmazzák. A gyártás, kivitelezés egységes előírásai az EN 1090-2 (acélszerkezetek kivitelezése) és az EN 1090-3 (alumíniumszerkezetek kivitelezése) szabványok. Az egységes megfelelőség értékelési eljárás leírása az EN 1090-1 szabványban található, mely szabvány ún. CPD/CPR-hez harmonizált szabvány, ami azt jelenti, hogy alkalmazása

esetén a direktívában/rendeletben leírtaknak való megfelelés automatikus. Az EN 1090-1 szabvány CPD-hez való harmonizációjára 2010. december 17-én került sor. Ezzel a lépéssel egy eddig nemzeti szabályozás alá eső (pl. Németország), vagy jogilag nem szabályozott területről – az acél- és alumíniumszerkezetek kivitelezése az ún. jogilag szabályozott és az Európai Unión belül harmonizált területre került.

126

A BEVEZETÉS FOLYAMATA, HATÁRIDŐK Az acél- és alumínium(tartó)szerkezetek EN 1090 szabványsorozat, ill. a CPD szerinti „CE” jeles gyártása 2011. január 1-től lehetséges. Mivel az átállás több tízezer céget érint az Európai Unió területén, így az illetékes bizottság az átállásra eredetileg meghatározott 1,5 évet meghosszabbította 2014. július 1-ig. Ez alatt az ún. párhuzamos, egyidejű érvényesség időszakában (co-existence period), már lehet-


séges a CPD szerinti CE jeles gyártás, 2014. július 1-től pedig csak CE jellel ellátott termék kerülhet forgalomba. A szabvány harmonizációjával párhuzamosan az eddigi nemzeti szabványok visszavonásra kerültek (pl. DIN 18800). A helyzetet bonyolítja, hogy ezen időszak alatt az Építési Termék Direktívát (CPD) felváltja az Építési Termék Rendelet (CPR). A CPR-re vonatkozóan is van átmeneti időszak, amikor még lehet a direktíva (CPD) szerint is eljárni, de már lehet az új rendeletet (CPR) is alkalmazni. Ez az átmeneti időszak 2012. március 9-től 2013. július 1-ig tart, azaz miközben az acél- és alumínium(tartó)szerkezetekre vonatkozó EN 1090-1 szabvány átmeneti időszaka folyamatban van, változik a harmonizált szabvány alkalmazását előíró törvényi szabályozás. Magyarországon a direktíva (CPD), magyar megfelelőjét a 3/2003 BM-GKM-KvvM rendeletet 2013. július 1-ig vissza kell vonni és attól függetlenül, hogy lesz- e a rendeletnek (CPR) magyar jogszabályi megfelelője, az kötelezően életbe lép. Az Európai Unió illetékesei arról még vitatkoznak, hogy miként befolyásolja ez a változás az EN 1090-1 kötelező alkalmazásának 2014. július 1-jei dátumát. Az acél- és alumínium(tartó)szerkezetekre vonatkozó EN 1090 szabványsorozat kötelező alkalmazásának időpontjára azonban nem csak a törvényi változás, hanem az alkalmazott tervezési előírás is hatással van. Az ún. „EuroCode”ok, amelyek az építési termékek tervezésére vonatkozó egységesített szabványgyűjteményt alkotnak, nem a direktívához harmonizált szabványok, így kötelező alkalmazásuk, bevezetésük időpontja országonként különböző lehet. Az Európai Unió egyértelmű álláspontja azonban az, hogy „EuroCode” szerint tervezett acél-, vagy alumíniumszerkezetet csak az EN 1090 szabványsorozat szerint lehet gyártani és értékelni, az előírásrendszerek keverése tilos. Magyarországon az „EuroCode”-ok kötelező használatának időpontja 2010. december 31. Németországban ez az időpont 2012. július 1. Szigorúan véve ez azt jelenti, hogy pl. Németországban 2012. július 1-től kötelező az EN 1090 szabványsorozat alkalmazása. Ennek gyakorlati megvalósíthatósága tekintettel arra, hogy csak Németországban 30–40 ezerre teszik az érintett cégek számát, melyeknek már át kellett volna állniuk, megkérdőjelezhető. Ez alól Németországban egyértelműen kivételt képeznek az ausztenites acélszerkezetek, ahol az átmeneti időszak végéig egyértelműen nem használható az „EuroCode” és az EN 1090 sem, hanem a korábbi német előírást a DIN 18800-at kell alkalmazni.

Összefoglalva megállapítható, hogy az EN 1090 szabványsorozat alkalmazásának kötelezettsége országonként, sőt termékenként is változó lehet az átmeneti időszakban, 2014. július 1-től viszont egyértelműen kötelező lesz minden esetben, így a legkisebb kockázatot a minél gyorsabb átállás jelentheti a magyarországi gyártók számára.

AZ ÚJ CPR KÖVETELMÉNYEI A CPD visszavonásával és a CPR bevezetésével az Európai Unió korszerűsítette a korábbi szabályozást, valamint célja volt lehetővé tenni a nemzeti sajátosságok, különbségek rugalmasabb figyelembevételét is. Ahhoz hogy megállapítható legyen egy acél- vagy alumíniumszerkezettel kapcsolatos konkrét követelmény, mindenekelőtt tisztázni kell, hogy a termék építési termék-e. Ehhez nyújt segítséget a CPR I. fejezet 2. cikk. 1. pontja: „építési termék”: bármely olyan termék vagy készlet, amelyet azért állítottak elő és hoztak forgalomba, hogy építményekbe, vagy építmények részeibe állandó jelleggel beépítsék, és amelynek teljesítménye befolyásolja az építménynek az építményekkel kapcsolatos alapvető követelmények tekintetében nyújtott teljesítményét. A definícióból látszik, hogy csak akkor beszélünk a CPR szerinti építési termékről, ha a termék állandó jelleggel kerül az építménybe (épületek és műtárgyak) beépítésre. Lényeges, hogy a CPR-t csak akkor kell alkalmazni ha „forgalomba hozatal”-ra kerül sor. I. fejezet 2. cikk. 17. pontja szerint: „forgalomba hozatal”: az építési terméknek az uniós piacon első alkalommal történő forgalmazása, míg a I. fejezet 2. cikk 16. pontja szerint „forgalmazás”: az uniós piacon valamely építési termék gazdasági tevékenység keretében történő rendelkezésre bocsátása értékesítés vagy használat céljára, akár ingyenesen, akár ellenérték fejében. Amennyiben a fenti definíciók alapján megállapítható, hogy az acél- vagy alumíniumszerkezet építési termék, akkor a következő lépés megállapítani a forgalomba hozatal feltételét. A CPR (24) bekezdés szerint „azon építési termékhez, amelyet harmonizált szabványok szabályoznak, forgalomba hozatalkor az alapvető jellemzői vonatkozásában nyújtott teljesítményéről szóló nyilatkozatot kell mellékelni” Mivel acél- és alumíniumszerkezetek esetén van harmonizált szabvány – az EN 1090-1 –, a termékhez teljesítmény nyilatkozatot kell mellékelni. A teljesítmény nyilatkozatot a II. fejezet 4. cikk (1) szerint a gyártónak kell kiállítani. Az I. fejezet 2. cikk 19. pontja szerint „gyártó”: az a ter-


127

mészetes vagy jogi személy, aki az építési terméket gyártja, vagy aki saját nevében vagy védjegye alatt egy ilyen terméket terveztet vagy gyártat és értékesít. A teljesítmény nyilatkozaton kívül a CPR (32) bekezdés alapján „A CE jelölést minden olyan építési terméken el kell helyezni, amelyek tekintetében a gyártó e rendelet szerint teljesítmény nyilatkozatot állít ki.” Összefoglalva a gyártónak az acél-, vagy alumínium(tartó)szerkezet forgalomba hozatalához teljesítmény nyilatkozatot kell kiállítania, ill. CE jelet kell használnia. Az építési termék definíciójából is kiderül, hogy az építési termék „teljesítménye” befolyásolja az építménnyel kapcsolatos alapvető követelményeket. A CPR I. melléklete tartalmazza az építményekre vonatkozó alapvető követelményeket, melyek bővültek a korábbi CPDhez képest. Az építményeknek szokásos karbantartás mellett gazdaságilag ésszerű élettartamon át a következő követelményeket kell teljesíteniük: 1. mechanikai szilárdság és állékonyság, 2. tűzbiztonság, 3. higiénia, egészség és környezetvédelem, 4. biztonságos használat és akadálymentesség, 5. zajvédelem, 6. energiatakarékosság és hővédelem, 7. a természeti erőforrások fenntartható használata. Lényeges, hogy a CPR-ben megfogalmazott alapvető követelmények a teljes építményre vonatkoznak és nem az építési termékre. Az építési terméknél a gyártónak csak a harmonizált szabványban meghatározott releváns szempontokat kell vizsgálnia ill. értékelnie, és csak ezekről kell nyilatkoznia. A gyártó által kiállított teljesítmény nyilatkozat tartalmára vonatkozó konkrét előírásokat a CPR II. fejezet 6. cikk tartalmazza, ill. a CPR III. melléklete egy teljesítmény nyilatkozat minta. Amennyiben az acél- vagy alumínium(tartó)szerkezet gyártó megállapítja, hogy terméke építési termék,

128

melyre teljesítmény nyilatkozatot kell kiállítania, ill. CE jellel kell jelezze, hogy a termék megfelel a nyilatkozatban szereplő teljesítménynek, akkor a nyilatkozat kiállításához le kell folytasson egy, a teljesítmény állandóságának értékelésére és ellenőrzésére vonatkozó eljárást (korábbi megfelelőség értékelési eljárást). A CPR V. mellékletében található a teljesítmény állandóságának értékelésére és ellenőrzésére szolgáló rendszerek leírása. A vonatkozó harmonizált szabvány, jelen esetben az EN 1090-1 meghatározza, hogy az V. mellékletben felsorolt rendszerek közül melyik választható. Az acél- vagy alumíniumszerkezetek értékelésére vonatkozó CPR eljárásrend azonos a korábbival, azaz az alkalmazandó rendszer (korábban: megfelelőség értékelési eljárás) a 2+. Ebben az értékelési rendszerben a gyártónak el kell végeznie egy típusvizsgálatot (ún. első mintavizsgálatot az EN 1090-1 ZA 1. táblázat szerint), működtetnie kell a folyamatos üzemi gyártásellenőrzést, és mintákat kell vegyen, melyeken további vizsgálatokat végez. A gyártónak az értékelési rendszerébe egy független, Brüsszelben bejegyzett tanúsító szervezetet (Notified Body) is be kell vonnia. A Notified Body elvégzi a gyártó üzem és az üzemi gyártásellenőrzés alapvizsgálatát, valamint az üzemi gyártásellenőrzés folyamatos felügyeletét, vizsgálatát és értékelését. További feladat, hogy az üzemi gyártásellenőrzés alapvizsgálata során az EN 1090-1 B melléklet B1 táblázata szerint a gyártónak hegesztőüzem alkalmassági tanúsítvánnyal is rendelkeznie kell. Azaz a gyártóknak továbbra is két tanúsítványra lesz szükségük, egyrészt a CPR szerinti üzemi gyártásellenőrzés megfelelőségéről, másrészt az EN 1090-1 szerint a hegesztőüzem alkalmasságról. A CPD-ről CPR-re való átállás az acél- és alumíniumszerkezetek vonatkozásában az EN 1090 szabványsorozatnak köszönhetően nem hoz jelentős többletváltozást. A követelmények jelentős módosulását az EN 1090 szabványsorozatra való átállás jelenti, melyet a magyarországi vállalkozások egy jelentős része már megkezdett és néhányuk már végre is hajtott.


ÉMI-TÜV

Több biztonság Nagyobb érték

of the nt to article 10 Body pursua ive 89/106/EEC a of n io at ic ct Notif Products Dire Construction mmission European Co -General ional Ministry for Nat , 15. Honvéd u. 13st, H-1055 Budape Hungary

From :

To :

Economy

ctorate Enterprise Dire ls B 1049 Brusse er States Other Memb

ducts nstruction pro /106/EEC Co Legislation : 89 Reference : ail, website : phone, fax, em address, tele IKAI KFT. NSÁGTECHN TO BIZ GYI ÉS D MIN#SÉGÜ ÉMI-TÜV SÜ 26. u. Dózsa György DRE EN 2000 SZENT Hungary :501 120 :26 +36 : Phone :501 150 Fax : +36:26 v.hu tosag@emi-tu Email : igazga mi-tuv.hu w.e Website : ww

Body name,

Body :

e lists) | Last available in thes g 2006 are not tions pre-datin nown (Notifica Created : Unk ation :

NB 1417 6/2010 update : 15/0

ific idity of the not Period of val imited Valid until : Unl t: redited agains formally acc The body is 25 EN ISO/IEC 170 ISO/IEC 17020 EN 45004 - EN

Board Accreditation T - Hungarian dy (NAB) : NA reditation Bo Acc al ion Nat Name of EN 45011

Notified Body

1417

Egy kézből, egy eljárás keretében EN 1090-1 és DIN 18800-7 szerinti tanúsítás a TÜV SÜD Csoportnál "[².*5Ã74Ã%,GUOFNSÏHBEPUUIÓSUBSSØM IPHZ.BHZBSPST[ÈHPOFMTæLÏOU NJOUFTT[ÈNPOCFKFHZ[FUU/PUJGJFE#PEZoB/FN[FUHB[EBTÈHJ.JOJT[UÏSJVN LJKFMÚMÏTFBMBQKÈOoNFHLBQUBB&&$²QÓUÏTJ5FSNÏL%JSFLUÓWÈO $1% CFMàM B[&/T[FSJOU B[à[FNJHZÈSUÈTFMMFOæS[ÏTUBOÞTÓUÈTÈSBWPOBULP[Ø OPUJGJLÈDJØU&[[FMBNBHZBSPST[ÈHJBDÏMÏTBMVNÓOJVN UBSUØ T[FSLF[FUHZÈSUØLT[ÈNÈSBNFHOZÓMUBMFIFUæTÏH IPHZOFN[FUJUBOÞTÓUØT[FSWF[FUUæMLBQKÈLNFHB[ &VSØQBJ6OJØFHÏT[QJBDÈSBT[ØMØKPHPTVMUTÈHVLBUBv wKFMFTLJWJUFMF[ÏTIF[ HZÈSUÈTIP[&[[FMQÈSIV[BNPTBOB[&VSØQBJ6OJØBKBOVÈSKÏOLF[EæEæ QÈSIV[BNPTÏSWÏOZFTTÏHJEæT[BLÈUNFHIPTT[BCCÓUPUUBKÞMJVTJH BNFMZJEæT[BLBMBUUNÈSMFIFUTÏHFT EFNÏHOFNLÚUFMF[æBv wKFMFTHZÈSUÈTÏTGPSHBMPNCBIP[BUBM&[BMØMLJWÏUFMULÏQF[OFLB[PLB[BDÏM ÏTBMVNÓOJVN UBSUØ T[FSLF[FUFL NFMZFLUFSWF[ÏTFv&VSP$PEFwBMBQKÈOUÚSUÏOJLv&VSPDPEFwPTUFSWF[ÏT FTFUÏOLÚUFMF[æB[&/T[BCWÈOZTPSP[BUBMLBMNB[ÈTB NÈSBQÈSIV[BNPTÏSWÏOZFTTÏHJEæT[BLÈCBOJT/ÏNFUPST[ÈHCBOB[v&VSP$PEFwPLKÞMJVTKFJ LÚUFMF[æCFWF[FUÏTÏWFMT[JHPSÞBOOÏ[WFB[&/T[BCWÈOZTPSP[BUBMLBMNB[ÈTBLÚUFMF[æ&[OFNWPOBULP[JLB[BVT[UFOJUFTBOZBHPLSB NFMZFLSFBQÈSIV[BNPT ÏSWÏOZFTTÏHJEæT[BLÈOBLWÏHÏJHBLPSÈCCJOFN[FUJT[BCÈMZP[ÈTT[FSJOUB%*/BMLBMNB[ÈTBBLÚUFMF[æ"NBHZBSPST[ÈHJHZÈSUØLOÏNFUPST[ÈHJFYQPSUKÈOBL NFHLÚOOZÓUÏTFÏSEFLÏCFOB5Ã74Ã%$TPQPSUBQÈSIV[BNPTÏSWÏOZFTTÏHJEæT[BLÈCBOMFIFUæWÏUFT[JB[&/T[FSJOUJUBOÞTÓUÈTÏTB5Ã74Ã%*OEVTUSJF 4FSWJDF(NC)KPHPTVMUTÈHBBMBQKÈO B%*/T[FSJOUJUBOÞTÓUÈTFHZJEFKè FHZFMKÈSÈTCBOWBMØMFGPMZUBUÈTÈUÏTNJOELÏUUBOÞTÓUWÈOZNFHT[FS[ÏTÏU GFOOUBSUÈTÈUÏTSFHJT[USÈDJØKÈU5PWÈCCJJOGPSNÈDJØLwww.emi-tuv.hu

².*5Ã74Ã%,GUt5Ã74Ã%$TPQPSUt)4[FOUFOESF %Ø[TB(ZÚSHZÞU Acélszerkezetek 2012/3. szám 5FMFGPO 'BY t&NBJMJHB[HBUPTBH!FNJUVWIV

129

Megtervezzük és kivitelezzük a csarnokjellegű épületét. A vevő igényeinek megfelelően és az épület funkciójához legjobban igazodó szerkezetet alkalmazzuk acélból vagy vasbetonból a hozzá tartozó tető-, oldalfalburkoló anyagokkal, nyílászárókkal és burkolatokkal, út- és közműkapcsolatokkal. Kivitelezés saját eszközzel és létszámmal, teljes körű garanciával. Elérhetőségeink: FÉMSZERKEZET Építô és Szerelô Kft. Nyíregyháza, Lomb u. 16. Telefon: (42) 465 156, fax: (42) 596 728 E-mail: [email protected]

MEGR E N DELÔL AP Elôfizetésben megrendelem a MAGÉSZ Acélszerkezetek címû folyóiratot

példányban.

Elôfizetési díj: 1 évre 8000 Ft+áfa és postaköltség. Megrendelô:

H H II R R D D E E TT É É S S 1 oldal (A/4) színes: MAGÉSZ tagoknak 100 000 Ft+áfa külsô cégeknek 140 000 Ft+áfa 1/2 oldal (A/5) színes: MAGÉSZ tagoknak 50 000 Ft+áfa külsô cégeknek 70 000 Ft+áfa

Nagy József Telefon: 06 20 468-4680 Telefon/fax: 06 25 581-623 E-mail: [email protected]

Azon partnereink részére, akik minden számban hirdetnek (4 db/év), 10% kedvezményt adunk.

Cím: Telefon/fax/e-mail: Kelt:


w w w. m a g e s z . h u Kiadja a Magyar Acélszerkezeti Szövetség, 1161 Budapest, Béla u. 84. Mobil: +36 30 946-0018, E-mail: [email protected], Fax: (1) 405-2187

P.H. aláírás

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.

A megrendelôlapot

MAGÉSZ 1161 Budapest, Béla utca 84. Tel./fax: 1/405-2187 E-mail: [email protected] címre kérjük.

130

Felelôs kiadó: Markó Péter Felelôs szerkesztô: Dr. Csapó Ferenc A szerkesztô munkatársa: Nagy József

ISSN: 1785-4822 A tördelést és a nyomdai munkákat a TEXT Nyomdaipari Kft. készítette. 2400 Dunaújváros, Papírgyári út 49., 2401 Pf. 262 Telefon: (25) 283-019, Fax: (25) 283-129, E-mail: [email protected]


Levil:Layout 1 2012.09.11. 13:27 Page 1

Az újjászületett Margit híd

Recommend Documents