K POŽÁRNÍ ODOLNOSTI STŘEŠNÍHO PLÁŠTĚ S TRAPÉZOVÝMI PLECHY

K POŽÁRNÍ ODOLNOSTI STŘEŠNÍHO PLÁŠTĚ S TRAPÉZOVÝMI PLECHY Z. Sokol1, P. Hřebíková1, F. Wald1 a M. Lebr2 1

ČVUT, Fakulta stavební, Katedra ocelových konstrukcí Thákurova 7, 166 29 Praha, ČR [email protected] [email protected] [email protected] 2 Kovové profily s.r.o Podnikatelská 545, 190 11 Praha 9, ČR [email protected]

TO FIRE RESISTANCE OF ROOF DECKING WITH CORRUGATED SHEETING An experimental and theoretical research of the fire behaviour of the cold-formed corrugated sheeting held at Czech Technical University in Prague is presented in the paper. The work is based on five tests of the roof-decking, see Fig. 1 and Fig. 2., including the measurements of the temperature in the connections, see Fig. 3. The connections tests take into account the size of the bolt head, the washer and the slot in hole in direction of sheeting, see Fig. 4. The non-linear FE simulation by beam elements includes spread of plasticity, large strain, large deformations, temperature influence on material and the support conditions, see Fig. 4. The prediction model of the resistance of the corrugated sheeting under high temperature is developed based on the European design methodology. The prediction models are compared to the tests results, see Fig. 6. The fire safety of corrugated sheeting is discussed. ÚVOD Trapézové plechy se v našich klimatických podmínkách navrhují na rozpětí do 9,0 m. Požární spolehlivost střešního pláště se prověřuje experimenty. Tyto experimenty jsou zaměřeny nejen na stanovení únosnosti R(t), ale především celistvosti I(t) a teploty na neohřívané straně E(t). Zkouší se při mechanickém zatížení odpovídající mimořádné situaci a při zatížení teplotou podle zkušební teplotní křivky [1]. Teplota v konstrukci za skutečné požární situace se dopočítává. Součinitel průřezu Am / V [m-1] dosahuje pro tenkostěnné konstrukce přes 1 000 m-1 (pro plechy 1 136 m-1), proto se předpokládá, že teplota profilu θa je přibližně rovna teplotě plynu θg. Poznatky z experimentu jsou omezeny okrajovými podmínkami, které se

volí normové [1] a pro skutečné konstrukční řešení se hodnoty extrapolují. Degradaci materiálových vlastností za vysokých teplot pro tenkostěnné za studena tvarované prvky lze předpovědět s dostatečnou přesností [2] a [3]. Kvalita přípojů rozhoduje u ocelových konstrukcí o spolehlivosti za mimořádné situace. Přípoje jsou při požáru namáhány silami od protažení/zkrácení konstrukce a jsou ovlivněny degradací materiálu spojovacích prostředků [4]. Na problematiku trapézových plechů za požáru se zaměřily výzkumné práce na Katedře ocelových konstrukcí ČVUT v Praze. Pohled c) 280 153

q QPohled b)

3x TR 150/280/0,88

840 180 50

a)

Zahřívaná oblast 6000

1230

320

20

b) c) Obr. 1: Zkouška požární odolnosti trapézových plechů C3 a) geometrické schéma; b) zatížení tvárnicemi z lehkého betonu, v popředí je pohled na konzolu; c) konstrukce po zkoušce, ve střední části je patrný průhyb bez vyčerpání únosnosti konstrukce [5] Tab. 1 Shrnutí výsledků požárních experimentů skládaného střešního pláště s nosnou vrstvou tvořenou trapézovými plechy Zkouška C1 C2 C3 S1 C4

Zatížení q, kN/m2 0,83 0,72 0,74 1,00 0,75

Průhyb

Průhyb

δ1,MAX , mm

δ2,MAX , mm

735 380 709 196 610

805 390 829 326 591

Požární. odolnost dle [1] R 14, E 14, I 12 R 21, E 21, I 21 R 20, E 20, E 20 R 28, E 27, I 27 R 60, E 60, I 60

Poznámka Deformace koncového rámu Prostý nosník

EXPERIMENTY Je k dispozici pět experimentů provedených v laboratoři PAVUS ve Veselí n. L [5]. Byla zkoušena skládaná střešní konstrukce sestávající z nosných tenkostěnných profilů, tepelné izolace a krytiny. Čtyři zkoušky (C1 až C4) byly provedeny na nosnících s konzolou, jedna (S1) na prostém nosníku. Teplota plynu v peci sledovala normovou experimentální křivku [1] dosaženou s 2% přesností

θg = 345 log (8 t + 1) + 20 ,

(1)

kde θg (°C) je teplota plynu v čase t. Nosnou část tvořily profily 150/280/0,88 (dodavatel Kovové profily) s tloušťkou tp = 0,88 mm; +0; -0,05; měrnou hmotností 12,90 kg/m2; o ploše profilu A = 1 570 mm2 a momentu setrvačnosti Iy = 4,692 mm4. Zkoušky materiálu za 20°C prokázaly mez úměrnosti fy = 374,4 MPa; mez pevnosti fu = 461,0 MPa a tažnost 18,9 %. Při experimentu byly plechy navzájem spojeny samovrtnými šrouby 4,8 x 20 mm po 500 mm. Střešní plášť byl při zkoušce uložen na rámu z 2xU200 a HE 160A se svařovanými ohybově tuhými přípoji ve vodorovné rovině. Plechy byly k nosnému rámu připevněny šrouby E-VS BOHR 5 5,5x38. Konzola 1 500 mm modelovala spojité působení plechů v konstrukci. Šířka uložení byla zvolena 180 mm. Mechanické zatížení vyvozovaly bloky z lehkého betonu, viz obr. 1. Při zkoušce bylo ohříváno jen pole nosníku. Po vytvoření plastického kloubu nad podporou konzola dosedla na uložení umístěné 20 mm pod úrovní nedeformované konstrukce a pole v tomto případě staticky působilo jako prostý nosník. Únosnost Rexp(t) se experimentálně stanovuje [1] splněním obou kriterii: za prvé deformace

δlim = L / (400 r) ,

(2)

v mm, kde r je rameno vnitřních sil, a za druhé rychlosti (po dosažení průhybu L / 30) dδlim / dt = L2 / (9 000 r) ,

(3)

v mm/min. Výsledky experimentů jsou shrnuty v tab. 1 a zobrazeny na obr. 2. Experimenty C1, C2 a S1 byly ukončeny po dosažení normových kriterii únosnosti. Ke ztrátě únosnosti nosné konstrukce v žádném z experimentů nedošlo. Na konstrukci byla po zkoušce patrná lokální ztráta stability tlačených plechů pouze nad podporou. V poli byl materiál tažen. V průběhu experimentu C3 byla měřena teplota ve šroubech, viz obr. 3. Prostor nad šrouby na koncové podpoře byl tepelně izolován minerální vlnou (o objemové hmotnosti 100 kg/m3; tepelné vodivosti 0,12 W m-1°K-1 a měrném teple 1200 J kg-1°K-1), (čidla C3TB1 a C3TB2 na obr. 3). Vnitřní podpora byla bez tepelné izolace, (čidla C3TB3 a C3TB4). Po patnácti minutách dosáhla teplota ve šroubech C3TB1 a C3TB2 135°C a v C3TB3 a C3TB 4 352°C. Deformace ve středu, mm 700

Test C1

Test C4 Test C3

500 Test S1 300 100 0

Test C2 Čas, min 0

15

30

45

Obr. 2: Deformace ve středu rozpětí pro experimenty se skládanými střešními plášti s nosnou vrstvou tvořenou trapézovými plechy V laboratoři Fakulty stavební ČVUT v Praze byly šrouby zkoušeny za pokojové teploty [6] (zkoušky za zvýšené teploty probíhají). Na vzorku 30 šroubů (E-VS BOHR 5 - 5,5x38) byla ověřena tuhost, únosnost a deformační kapacita přípoje samovrtnými šrouby o průměru 5,5 mm s hlavou 7,2 mm (průměrná hodnota únosnosti 4,48 kN) s rozptylem 18,5; charakteristická hodnota únosnosti Fk = 3,12 kN; s redukcí na mez kluzu (fy / fu) Fd = 2,71 kN).

Porušení nastalo ve všech případech otlačením plechu. Tuhost přípoje pro jeden šroub kb = 32 kN/mm. Příklady pracovních diagramů přípojů trapézových plechů k nosné konstrukci bez podložek, s podložkami a s dírami prodlouženými ve směru působící síly jsou uvedeny na obr. 4. 800

Teplota, °C

Poměrná teplota

1 0,8 Průměrná teplota plynu C3TB3 0,6 400 C3TB2 0,4 200 0,2 C3TB4 Čas, min. 0 0 a) 0 5 10 15 20 25 30 b) 0 C3TB1

600

C3TB1 C3TB3

C3TB2

Čas, min.

C3TB4 5

10

15

20

25

30

Obr. 3: Teplota šroubů při experimentu C3 a) absolutní hodnoty; b) relativní hodnoty vztažené k teplotě plynů v peci [5] Síla, kN

Šroub s hlavou 7,3 mm

5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0

Šroub s podložkou 13 mm Šroub s podložkou 19 mm

Šroub s podložkou 19 mm v prodloužených dírách +20 mm 0

5

10

Prokluz, mm 20

15

25

30

Obr. 4 Příklady pracovních diagramů samovrtných šroubů 5,5 mm při teplotě 20°C [6] MODELOVÁNÍ MKP Na výpočet byl použit program ANSYS 5.7. Úloha byla řešena nelineárně nosníkovým prvkem BEAM 23 s rozvojem plasticity po průřezu v oblasti velkých deformací a s lineární rozvojem teploty po průřezu. Schéma konstrukce je na obr. 5a. Uložení konců prutu reprezentovaly nelineární pružiny, prvek NONLIN39, který byl doplněn kontaktním prvkem pro kontrolu prokluzu šroubu v otlačení. Materiál byl popsán nelineárním na teplotě závislým pracovním diagramem, viz obr. 5b [4]. V prvém kroku byl plech zatížen mechanickým zatížením. V druhém kroku byla teplota zvyšována až do 1000°C. Na obr. 6 je zobrazen výsledek výpočtů pro volné, neposuvné a skutečné přípoje plechu (tuhostí odpovídající šroubům s podložkou 19 mm) v porovnání s experimentem C3. q přípoj

20 prvků 6 000

Q 5 prvků 1 230

300 Napětí, σ MPa 500°C 200

100 320 mm 0

700°C 1 100°C 0,05 0,1

ε

0,15 0,2 a) b) 0 Poměrné protažení Obr. 5: a) Nosníkový model plechu [7]; b) pracovní diagram materiálu za tepla [4]

NÁVRHOVÉ MODELY Inženýrský návrh trapézových plechů za pokojové teploty využívá nosníkový model s náhradním momentem setrvačnosti Ia,eff, který se stanovuje experimentálně, analyticky nebo kombinací těchto metod, viz [8]. Únosnost a tuhost trapézových profilů se uvažuje s lokálním boulením a se smykovým ochabnutím. Samostatně lze posoudit borcení stěn v oblastech podpor, viz [9]. Průhyb tenkostěnných nosníků se počítá s momentem setrvačnosti účinného průřezu, který zohledňuje efektivní šířky tlačených stěn na dosažené úrovni napjatosti. Při výpočtu za tepla lze pro stanovení náhradního momentu setrvačnosti redukovat modul pružnosti a mez pevnosti, viz [10], v závislosti na dosažené teplotě. Pro daný experiment se počítalo na prostém nosníku, protože podporový průřez ztrácí únosnost při nižší teplotě než průřez v poli. Se ztrátou stability tlačeného prutu a s její interakcí s lokálním boulením by přicházelo v úvahu při zahřívání nosníku s neposuvnými přípoji. Za předpokladu, že je podpora nosníku posuvná, lze stanovit únosnost z výrazu

M d ,el = Wa ,eff ,θ k y ,θ f yp ,

(4)

kde Wa,eff,θ je náhradní pružný průřezový modul při dané teplotě, ky,θ redukční součinitel meze úměrnosti fy,p. Pro neposuvné přípoje se trapézový plech při velkých deformacích chová jako membrána, kterou je možno popsat přírůstkem délky na střednici

∆p = α θa L,

(5)

kde α je teplotní roztažnost materiálu, θa přírůstek teploty a L délka nosníku. Pro zvýšení přesnosti řešení lze přírůstek délky doplnit o prokluz ve šroubovém spoji vlivem otlačení šroubů ∆b . Na obr. 6 je porovnán průhyb experimentu C3 s výpočtem průhybu trapézového plechu jako membrány a prostého nosníku s uvažováním změny tuhosti průřezu vlivem teploty a bez této redukce. Průhyb, mm Analytický model s redukcí tuhosti teplotou Analytický model bez redukce tuhosti teplotou

700

MKP model přípoje volné

MKP model skutečné přípoje Analytický model membrána 300 MKP model přípoje neposuvné 500

Experiment C3 Ztráta únosnosti v podpoře pro MKP modely

100 0

0

200

400

600

800

Teplota, °C

Obr. 6: Porovnání modelu MKP a analytických předpovědí s experimentem C3

ZÁVĚREM Spolehlivost skládaných střešních plášťů s nosnou vrstvou z trapézových plechů za požární situace je vysoká a dosahuje 15 min až 60 min. Je dána malým využitím pevnosti materiálu plechů, které se navrhují na mezní stav použitelnosti, nízkým zatížením při mimořádné události, kvalitním provedením uložení a připojení konců plechů a spolehlivostí nosné střešní konstrukce, viz [11]. Metoda konečných prvků předpovídá chování trapézových plechů za vysoké teploty s dobrou přesností. Analytický návrhový model je spolehlivým konzervativním přiblížením chování za požáru. Podle typu přípojů lze použít nosníkového modelu, využívající efektivního momentu setrvačnosti závislého na teplotě, nebo modelu tažené membrány. Membránové působení zvyšuje spolehlivost trapézových plechů za požární situace. Je dáno připojením plechů k nosné konstrukci a její tuhostí. Na ČVUT v Praze probíhají výzkumné práce zaměřené na zvýšení spolehlivosti střešních konstrukcí s trapézovými plechy za požární situace vhodným návrhem a konstrukčním uspořádáním. OZNÁMENÍ Tato práce byla podporována grantem č. 103/02/D086 Grantové agentury České republiky a výzkumným záměrem č. J01-98:210000001 Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy České republiky. LITERATURA [1]

ČSN EN 1363-1: Zkoušení požární odolnosti, část 1, Základní požadavky. ČSNI, Praha 2000, s. 44 [2] Outinen J. - Mäkeläinen P.: High-temperature strength of structural steel and residual strength after cooling down. in Stability and ductility of steel structures, ed. Ivanyi M., Akadémiai Kiadó, Budapest 2002, pp. 751-760, ISBN 963-05-7950-2 [3] Outinen J. - Kaitila O. - Mäkeläinen P.: High-temperature testing of structural steel and modelling of structures at fire temperatures. Laboratory of steel structures publications, TKK-TER-23, HUT, Helsinky 2001 [4] PrEN - 1993-1-2: Design of Steel Structures - Part 1.2: Structural Fire Design. Fourth final draft, Document CEN/TC 250/SC 3, CEN, Brussels 2003, p. 74 [5] Hůzl J.: Vodorovná nosná konstrukce, skládaný střešní plášť. Protokol o zkoušce požární odolnosti, Pr-02-02.014, 02.043, PAVUS, Veselí n. L., 2002, s. 22, 23. [6] Hřebíková P.: Experimenty s přípoji trapézových plechů, Část 1 Zkoušky za pokojové teploty. Výzkumná zpráva ČVUT v Praze, Praha 2003, s. 53 [7] Sokol Z. - Vácha J.: Numerická simulace trapézového plechu za zvýšených teplot, Výzkumná zpráva, Kovové profily, Praha 2002, s. 43 [8] Rondal J.: Design of Cold–Formed Steel Sections. Lesson 2, Udine CISM Course, Udine, 2003, p.24. [9] Studnička J.: Ocelové konstrukce 10 - Tenkostěnné profily. ČVUT v Praze, Praha 2001, s. 129, ISBN 80-01-02018-5 [10] Ranby A.: Structural fire design of thin walled steel sections. Journal of Constructional Steel Research, 1998, 46:1-3, Paper No. 176, ISSN: 0143-974X [11] Lawson R.M. - Burgan B. - Newman G.M.: Building design using cold formed steel section., fire protection. SCI No.P129, London 1993, ISBN1-870004-97-3