Nadace Františka Faltuse Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT SBORNÍK

Nadace Františka Faltuse Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT

SBORNÍK semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 29.3. a 3.10.2012

Editoři: J.Studnička a M.Vovesný

Akce byla podpořena prostřednictvím Studentské grantové soutěže ČVUT z prostředků Státního rozpočtu určených na MŠMT na specifický vysokoškolský výzkum.

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012

Sborník semináře doktorandů katedry Ocelových a dřevěných konstrukcí Ed. Studnička, J. a Vovesný, M. Nadace Františka Faltuse Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT ISBN 978-80-01-05075-0 -2-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 OBSAH Jiří Studnička:

Nadace Františka Faltuse............................................................. 5

Jiří Drozda:

Simulace nárazové zkoušky pro mostní zábradelní svodidlo .... 10

Hana Hasníková:

Nedestruktivní testování konstrukčního dřeva .......................... 12

Iva Horčičková:

Stabilita hybridních nosníků ze skla a oceli namáhaných ohybem ................................................................................................... 14

Robert Jára:

Nový spoj sendvičových panelů ................................................ 16

Jan Marek:

Lokalizace poruch nosné konstrukce spřažených mostů pomocí modální analýzy ........................................................................ 18

Jan Mařík:

Pevnostní charakteristiky za studena tvářených korozivzdorných ocelí ........................................................................................... 20

Martin Prachař:

Ztráta příčné a torzní stability nosníků štíhlých průřezů za zvýšených teplot ........................................................................ 22

Tomáš Vrána:

Chování tenkostěnných za studena tvarovaných vaznic při požáru ........................................................................................ 24

Magdaléna Dufková:

Příspěvek ke zvýšení požární odolnosti dřevěných konstrukcí pomocí deskových materiálů ..................................................... 26

Eva Dvořáková:

Kompozitní dřevobetonové stropy za požáru ............................ 30

Lukáš Gödrich:

Diskrétní modelování styčníků s čelní deskou .......................... 34

Kamila Horová:

Šíření požáru ve vícepodlažních budovách ............................... 38

Jan Hricák:

Průřezy 4. třídy za zvýšené teploty ........................................... 42

Tomáš Jána:

Teplota přípojů nosníku na sloup při požáru ............................. 46

Jiří Jirků:

Požární odolnost zinkovaných prvků ........................................ 50

Eva Mašová:

Spoj dvojice dřevěných kulatin s ocelovým styčníkovým plechem ..................................................................................... 54

Pavel Nechanický:

Prefabrikované dřevobetonové stropní konstrukce ................... 58

Radka Teplá:

Systémy konstrukčních táhel při cyklickém zatížení ................ 62

Jan Bednář:

Ocelobetonové stropní desky s rozptýlenou výztuží za požáru .... ................................................................................................... 66

Tomáš Brtník:

Analýza svarů vysokopevnostních ocelí metodou konečných prvků .......................................................................................... 72

Martin Charvát:

Smykový tok ve spřažení ocelových příhradových konstrukcí s betonovou deskou ................................................................... 78

Jan Pošta:

Nedestruktivní zkoušení dřevěných prvků in-situ ..................... 84 -3-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Radek Pošta:

Experimentální analýza teplotně namáhaného potrubí ............. 90

Jan Psota:

Protlačovací zkouška a numerický model alternativního spřahovacího prostředku plechobetonové mostovky ................ 96

Martin Vovesný:

Mostovkové panely z plastů vyztužených vlákny ................... 102

Tomáš Fremr:

Analýza zbytkové únosnosti a robustnosti hybridních nosníků ze skla a oceli ............................................................................... 108

Thi Huong Giang Nguyen:

Numerické modelování nosníku se zabetonovanou stojinou a spřažením trny malých průměrů .............................................. 109

David Jermoljev:

Implementace nekovových membrán do ocelových konstrukcí ... ................................................................................................. 110

Klára Machalická:

Lepené spoje konstrukcí ze skla namáhané smykem .............. 111

Kateřina Servítová:

Analýza předepnutých prutů z nerezových ocelí .................... 112

-4-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 NADACE FRANTIŠKA FALTUSE FRANTISEK FALTUS FOUNDATION Jiří Studnička Myšlenka založit studenty podporující Nadaci Františka Faltuse vznikla při přípravě oslav stých narozenin profesora Faltuse, které připadly na 5.1.2001. Nadace byla oficiálně založena v únoru 2001 s cílem finančně pomáhat studentům všech forem studia Fakulty stavební ČVUT v Praze, zaměřeným na ocelové konstrukce. Základní jmění Nadace, více než půl milionu Kč, pocházelo z daru dcery prof. Faltuse, paní Ing.Věry Dunder, CSc. z Kalifornie, USA. Jmění Nadace se postupně zvyšuje o dary poskytnuté českým ocelářským a stavebním průmyslem. Činnost Nadace popisují výroční zprávy, účetní uzávěrky a zprávy dozorčí rady pravidelně uveřejňované na webu Nadace http://www.ocel-drevo.fsv.cvut.cz/nff/. Příslušné listiny za rok 2009 přetiskujeme pro informaci čtenářům i v tomto sborníku vydaném s podporou Nadace.

1. DOKUMENTY NADACE FRANTIŠKA FALTUSE ZA ROK 2011 Schůze Správní rady a Dozorčí rady k uzavření roku 2011 proběhla 28. března 2012. Byla schválena Výroční účetní uzávěrka za rok 2011 a Výroční zpráva za rok 2011. Dozorčí rada předložila svoji Výroční zprávu za rok 2011. Výroční zprávu otiskujeme dále. 1.1 Hospodaření Nadace v roce 2011 Vklad Nadace je uložen na profi spořícím účtu BONUS u Komerční banky, Podvinný mlýn 2, 180 41 Praha 9. Pro zasílání darů je zřízen běžný účet 000051-3029400247/0100 u téže banky. Stav jmění Nadace k 31.12.2010 byl 1 800 877,54 Kč, stav k 31.12.2011 je 1 918 333,04 Kč. 1.2 Činnost Nadace v roce 2011 Sedmá výzva k předložení žádostí studentů postgraduálního studia o podporu byla zveřejněna 3.1.2011. Na výzvu se s žádostí o příspěvek přihlásili Ing. Michal Strejček a Ing.Giang Nguyen a byla jim poskytnuta podpora na dokončení disertace 2 x 15 000,- Kč, takže bylo vyplaceno celkem 30 000.- Kč. Postgraduální studenti katedry vystoupili na dvoudílném Semináři doktorandů dne 23.3. a 3.10.2011 a publikovali výsledky svých výzkumů ve sborníku vydaném k tomuto semináři. Za vystoupení na semináři a za publikaci příspěvku byly každému autorovi vyplaceny 4000,- Kč. Ve sborníku publikovalo a na semináři vystoupilo celkem 21 studentů, takže bylo vyplaceno celkem 84 000.- Kč. Diplomantům katedry ocelových konstrukcí (magisterské studium), kteří obhájili práci z oboru ocelových konstrukcí s hodnocením A, bylo vyplaceno 2 000,- Kč. Takto obhájilo v lednu 2011 celkem 6 studentů, v červnu 2011 celkem 1 student, takže na těchto odměnách bylo vyplaceno 7 x 2000.- neboli dohromady 14 000.-Kč. Ve prospěch studentů katedry tak bylo v roce 2011 vynaloženo celkem 128 000,- Kč. Provozní náklady Nadace se v roce 2011 omezily pouze na úhradu účetní práce s přípravou daňového přiznání (6 000,-Kč) a úhradu ze vedení účtu v Komerční bance (4 282.-Kč). -5-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Výnosy z úroků činily 9 237,50 Kč. Všichni členové Správní a Dozorčí rady se zřekli nároku na odměnu. Předsedou Správní rady byly i v roce 2011 osloveny firmy z oblasti stavebních ocelových konstrukcí s žádostí o dary Nadaci. Žádosti se setkaly s příznivou odezvou a během roku 2011 tak bylo shromážděno 246 500.- Kč, za což patří všem dárcům velké díky. V Praze 28. března 2012 Prof.Ing.Jiří Studnička, DrSc., předseda správní rady Prof.Ing.František Wald, CSc., člen správní rady pověřený funkcí tajemníka Ing.Antonín Pačes, člen správní rady pověřený funkcí pokladníka

2. VÝROČNÍ ÚČETNÍ UZÁVĚRKA NADACE FRANTIŠKA FALTUSE ZA ROK 2011 Stav nadačního jmění k 31.12.2010: 1 800 877,54 Kč Dary v roce 2011 Seznam finančních darů NFF dle výpisu z účtu: Datum 11.5.2011 11.5.2011 12.9.2011 20.9.2011 21.9.2011 22.9.2011 27.9.2011 30.9.2011 30.9.2011 17.10.2011 18.10.2011 18.10.2011 20.10.2011 21.10.2011 24.10.2011 27.10.2011 1.12.2011 15.12.2011 27.12.2011

dar 10 000,00 10 000,00 10 000,00 20 000,00 5 000,00 15 000,00 10 000,00 10 000,00 20 000,00 20 000,00 10 000,00 20 000,00 10 000,00 1 500,00 25 000,00 5 000,00 20 000,00 20 000,00 5 000,00

celkem

246 500,00

Ve prospěch studentů celkem Náklady Úhrada za účetní práce Poplatky bance

dárce Žižka Jiří Žižková Jana EXCON, a.s. ALIAZ-OCELOVÉ KONSTRUKCE ING. SOFTWARE DLUBAL SDS EXMOST SUDOP ALLCONS SAM Silnice a mosty Metrostav RUUKKI Metroprojekt Malcon Háša Pavel Valbek Skála a Vít Autodesk ČKAIT INDBAU

128 000,00

6 000,00 4 282,00 -6-


Náklady celkem Výnosy = úroky Stav nadačního jmění k 31.12.2011 Z toho: - na spořícím účtu - na běžném účtu

10 282,00 9 237,50

1 918 333,04 1 758 802,48 159 530,50

3. Zpráva Dozorčí rady Výroční zpráva Dozorčí rady Nadace Františka Faltuse ze dne 28.3.2012 potvrdila, že Správní rada postupovala v roce 2011 podle statutu Nadace a podle Zákona o nadacích a nadačních fondech a o změně a doplnění některých souvisejících zákonů č.227 ze dne 3.9.1997. Dozorčí rada dále potvrdila, že účetní operace v účetní uzávěrce za rok 2011 odpovídají statutu Nadace. V Praze 28.3.2012 Doc.Ing.Tomáš Rotter, CSc., předseda dozorčí rady Prof.Ing.Josef Macháček, DrSc., člen Ing.Emil Steinbauer, člen

-7-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 4. Krátký životopis F.Faltuse Dlouholetý profesor ČVUT a nejznámější postava ocelových konstrukcí Československa druhé poloviny dvacátého století František Faltus se narodil 5.1.1901 českým rodičům ve Vídni. Tam také vystudoval střední školu a v roce 1923 s vyznamenáním i Technickou univerzitu. Po studiích nastoupil u projekční firmy Waagner Biro, kde se zapojil do projektování mostu přes Dunajský kanál. Přitom v roce 1925 také získal na TU Vídeň doktorát za disertační práci „Příspěvek k výpočtu staticky neurčitých konstrukcí“ (Beitrag zur Berechnung statisch unbestimmter Tragwerke). V roce 1926 se mladý Dr. Ing. Faltus přemístil z Vídně do Plzně, kde nastoupil zaměstnání v konstrukci Škodových závodů. Jako velmi inspirující se pro F.Faltuse ukázala účast na první přípravné schůzi tehdy zakládané inženýrské organizace IABSE v Curychu v roce 1926, kde se velká pozornost věnovala tehdejší novince ve spojování ocelových konstrukcí, svařování elektrickým obloukem. Dr.Ing. Faltus rozpoznal význam novinky i pro praxi stavebních ocelových konstrukcí a po návratu z Curychu inicioval ve Škodovce rozsáhlé výzkumné práce na poli svařování, nejprve související se svařováním tzv. prolamovaných nosníků. Po zdokonalení praktického svařování byl u zrodu tehdy ve světě největšího celosvařovaného příhradového mostu s rozpětím 49,6 m postaveného v areálu Škodovky v Plzni, který byl dohotoven v roce 1931. Toto rozpětí bylo za dva roky překonáno celosvařovaným obloukovým silničním mostem přes Radbuzu rovněž v Plzni. Oblouk má rozpětí 51 m a po rekonstrukci a rozšíření mostovky na konci minulého století je i dnes v plném provozu. Ve výzkumu svařování F.Faltus pokračoval celý život a jako významný odborník byl žádán o rady třeba i při svařování tlakové nádoby první československé atomové elektrárny A1 v Jaslovských Bohunicích. Je také autorem známé příručky pro svařování, která posloužila ke studiu mnoha generacím svářečů. Jako teoreticky zdatný a praxí zocelený odborník neunikl F.Faltus pozornosti vysokého školství. Již v roce 1938 se začala projednávat jeho profesura na Vysoké škole inženýrského stavitelství v Praze, okupace ale jmenování zdržela o sedm let. Na fakultu inženýrského stavitelství ČVUT se tak Faltus dostal až po ukončení války v roce 1945, kdy doslova z ničeho zde vybudoval Ústav ocelových konstrukcí. V roce 1947 také zastával jeden rok funkci děkana. Po sloučení tří stavebních fakult (FIS, FAPS a fakulty zeměměřické) do jedné Fakulty stavební v roce 1960 vedl až do roku 1970 katedru ocelových konstrukcí této velké fakulty. Profesor Faltus byl přirozeně i velmi známou osobou ve světě. Za významnou činnost v IABSE byl jmenován v roce 1975 čestným členem této největší mezinárodní inženýrské organizace, přednášel na univerzitách v USA, Číně, Sovětském svazu a v mnoha zemích Evropy. I po odchodu z katedry ocelových konstrukcí v roce 1970 stále ještě vedl vědecké aspiranty katedry. Dokud mu zdraví sloužilo, zajímal se o ocelové konstrukce, psal odborné posudky atd. Zemřel po delší nemoci na podzim roku 1989.

-8-


Seznam úspěšných doktorandů podpořených Nadací FF rok udělení podpory 2001 2002 2003 2004

2005

2007

2008

2009 2010 2011 2012

jméno

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28

podpora Kč

Sokol Zdeněk Mareš Jiří Rybín Jan Čepička Dušan Roller Filip Ryjáček Pavel Tůma Michal Gregor Dalibor Samec Jan Rosmanit Miroslav Lubas Aleš Moták Jan Kroupa Pavel Mareček Jan Čudejko Martin Hapl Vítězslav Chromiak Peter Jandera Michal Jůza Aleš Křížek Jaromír Ježek Aleš Szabo Gábor Musílek Josef Egrtová Jana Kallerová Petra Netušil Michal Strejček Michal Chlouba Jiří

-9-

10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 12 000 12 000 12 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000

datum obhajoby Ph.D. 29.3.2001 5.4.2001 13.3.2002 19.6.2003 13.12.2006 11.12.2003 18.6.2004 7.3.2005 18.6.2004 4.4.2005 10.12.2004 22.2.2008 14.5.2009 19.6.2006 19.12.2007 21.5.2010 14.5.2009 15.1.2010 25.11.2009 10.6.2009 20.11.2009 20.11.2009 25.3.2009 27.9.2011 10.1.2012 10.1.2012 22.6.2011 30.3.2012

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 SIMULACE NÁRAZOVÉ ZKOUŠKY PRO MOSTNÍ ZÁBRADELNÍ SVODIDLO SIMULATION OF CRASH TEST FOR BRIDGE SAFETY BARRIER Jiří Drozda Abstract The subject concern is virtually performed crash test, which is required by the European standard EN 1317 for new bridge safety barrier. It will deal with simulation impact and observation crash worthiness of new bridge safety barrier. Simulation will be performed with explicit finite element program LS-DYNA. Obtained results will be to compare with result of real crash test, it should show, that this simulation can be used in the process of development and certification of road safety barrier. Key words: Road safety barrier, Crash test, LS-DYNA, Simulation test ÚVOD Výzkum se zabývá predikcí a simulací nárazové zkoušky pro zjištění deformačních vlastností nového mostního zábradelního svodidla. K simulaci nárazové zkoušky bude použit explicitní výpočetní program LS-DYNA a výsledky získané touto simulací budou porovnány s výsledky reálné nárazové zkoušky. SOUČASNÝ STAV V České republice, ale i ve většině států Evropské unie, dochází k rozvoji silniční dopravy, která klade nové požadavky na infrastrukturu i na bezpečnost provozu. Jeden z prostředků, jak zvýšit bezpečnost provozu na pozemních komunikacích, je instalace svodidlových systémů, mezi které patří i mostní zábradelní svodidlo. Svodidlo plní funkci zádržného systému, který má zabránit, aby neovladatelné vozidlo v nebezpečném úseku opustilo mostní konstrukci, a zároveň má usměrnit a zpomalit jeho pohyb tak, aby nebyli ohroženi ostatní účastnící silničního provozu ani cestující ve vozidle. Takové svodidlo musí být dostatečně pevné, aby dokázalo zadržet i těžké nákladní vozidlo, a zároveň dostatečně pružné, aby při nárazu osobního vozidla nezpůsobilo výraznou deformaci a zpomalení automobilu, což by mohlo ohrozit jeho cestující na životech. Svodidla současného typu jsou používána zhruba od roku 1960, kdy vývoj v automobilovém průmyslu a s tím spojený nárůst automobilové

Obr. 1: Modely automobilů Fig. 1: Models of vehicles

Obr. 2: Model svodidla -10-

Fig. 2: Model of barrier

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 dopravy si vyžádal zvyšovat bezpečnost provozu na komunikacích. V té době byly stanoveny první postupy, jak správně navrhovat a ověřovat konstrukci silničního svodidla. Mezi významný prostředek ověření správnosti návrhu silničních svodidel se záhy zařadila reálná nárazová zkouška, při které je možné sledovat deformační vlastnosti svodidla při nárazu vozidla. V současné době jsou nová svodidla ověřovány dle ČSN EN 1317 [1], kde je jako hlavní požadavek stanoveno provedení reálné nárazové zkoušky. Díky nákladnosti těchto zkoušek je stále větší snaha při návrhu nového svodidla využít explicitní analýzy, která by dokázala predikovat chování nového typu svodidla při nárazové zkoušce. První takové jednoduché výpočetní simulace byly provedeny v 70. letech ve Spojených státech amerických. Zde byly vyvinuty jednoduché výpočetní programy NARD, GUARD a BARRIER VII [2]. Tyto programy sloužily k ověření dílčích vlastností silničních svodidel a pracovaly pouze s jednoduchými 2D modely. Jelikož se tento typ programů při návrhu silničních svodidel osvědčil, bylo pokračováno v jejich dalším vývoji. Na základě tohoto výzkumu a spolupráce s výrobců automobilů, kteří podobné typy programů využívají při návrhu pasivních ochranných prvků cestujících, byl v 90. letech vyvinut 3D nelineární MKP program pro simulaci nárazu vozidla známý pod názvem DYNA3D. V současné době byl tento program odkoupen společností ANSYS a zapracován do multifyzikálního prostředí pod názvem LS-DYNA. POSTUP A CÍL VÝZKUMU Cílem je využít program LS-DYNA k provedení simulace reálné nárazové zkoušky pro nový typ mostního zábradelního svodidla dle požadavků stanovených v ČSN EN 1317 [1]. K provedení této simulace je potřeba vytvořit a verifikovat modely automobilů a model mostního zábradelního svodidla. Při postupu simulace bude postupováno podobně jako v případu [3]. Práce by se však měla především zabývat deformačními vlastnostmi nového mostního zábradelního svodidla a simulací nárazu. Proto budou k simulaci využity modely automobilů z veřejně přístupné knihovny National Crash Analysis Center[4] (obr. 1). Jelikož práce je zaměřena především na tvorbu výpočetního modelu svodidla, který byl již částečně vytvořen v aplikaci Design Explorer (obr. 2). Před následnou simulací nárazové zkoušky v programu LS-DYNA bylo provedeno předběžné ověření modelu na základě statické analýzy stanovené v TP 114 [5]. Použitý postup k ověření modelu slouží při návrhu „jiných“ svodidel, tedy svodidel, která nejsou sériově vyráběna. Okrajové podmínky modelu sloupku mostního zábradelního svodidla budou ověřeny pomocí modální analýzy. Následně bude provedena simulace nárazové zkoušky v programu LS-DYNA a získané výsledky budou porovnány s výsledky reálné nárazové zkoušky. Na základě tohoto porovnání bude stanovena míra shody modelu, případně bude model upraven dle výsledků nárazové zkoušky tak, aby mohl být stanoven postup ověření návrhu nového svodidlového systému pomocí MKP simulace. Tento postup by měl následně snížit náklady na vývoj nových typů svodidel, případně v budoucnosti k nahrazení reálné nárazové zkoušky. OZNÁMENÍ Výzkum, který je prezentován v tomto příspěvku, byl podpořen studentským grantem SGS12/119/OHK1/2T/11. Výstupem této výzkumné činnosti bude technický předpis se závazným postupem při modelování mostního zábradelního svodidla. LITERATURA [1] ČSN EN 1317-1 Silniční záchytné systémy, ÚNMZ, 2011 [2] Malcolm H. R..: The use of finite element analysis in roadside hardware design, International Journal of Crashworthiness, Vol. 2, 1997, pp. 333-348 [3] Borovinšek M., Vesenjak M., Ulbin M., Ren Z.: Simulation of crash tests for high containment levels of road safety barriers, Eng.Failure Anal., Vol. 14, 2007, pp. 1711-1718 [4] FHWA/NHTSA National crash anylysis center: Finite element model archiv (World Wide Web), 2012, Available at: http://www.ncac.gwu.edu/vml/models.html [5] TP144 Svodidla na pozemních komunikacích, Dopravoprojekt Brno, a.s., 2010

-11-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 NEDESTRUKTIVNÍ TESTOVÁNÍ KONSTRUKČNÍHO DŘEVA NON-DESTRUCTIVE TESTING OF TIMBER Hana Hasníková Abstract Timber, as a structural material, has been used for hundreds years and recently has become popular again, because it is the only real renewable material. It is necessary to assess and observe its condition as a part of maintenance in old and even in new buildings, without any obvious damage. Standardized testing, that defines material properties reliably, is unfortunately destructive. Nondestructive testing is more suitable for using in-situ and do not break a compactness of structural components, but it is not covered by standards. The project´s objectives are to compare these two ways of testing of material properties, to find out relationships between them and to specify limit of reliability of non-destructive testing so it could be used more effectively, e.g. in structure monitoring. Key words: non-destructive testing, timber, mechanical properties, ultrasound velocity, heterogeneity

ÚVOD V současné době představují výsledky nedestruktivního testování dřeva prvotní odhad stavu materiálu v konstrukci. Použitá zařízení jsou lehce přenosná i ovladatelná, k interpretaci výsledků je však nutná zkušenost experimentátora. Důvodem je variabilita jednotlivých měřicích zařízení a také samotná heterogenita zkoumaného materiálu. V českém i v evropském normativním systému chybí pro konstrukční dřevo unifikovaná metodika nedestruktivního zkoušení, která je typická pro klasické materiálové laboratorní destruktivní zkoušky (např. pevnost v tlaku). Ta by tyto metody měření umožnila legalizovat a též používat většímu počtu uživatelů. ZÁKLADNÍ PRINCIPY MĚŘENÍ Nedestruktivní metody pracují na různých fyzikálních principech [1]. Mezi základní patří použití šíření elastické deformace materiálem způsobené tlakovými vlnami, příkladem je měření rychlosti prostupu ultrazvukové vlny. Vlna reaguje na problémová místa v konstrukčním prvku a její rychlost se kvůli oblastem mechanického poškození nebo degradace biotickými škůdci snižuje. To se následně projevuje i ve vyhodnocení mechanických vlastností, konkrétně v určení dynamického modulu pružnosti dřeva [2], který je hlavním výstupem měření. Další skupina metod pracuje s odporem materiálu proti vnikání indentoru [3]. Nejznámějším přístrojem je Pilodyn, který definovanou energií vstřeluje do materiálu trn. Pevnost dřeva je posléze určena na základě korelačních vztahů s hloubkou průniku. Odporové vrtání nebo zařízení Resistograf využívá pro měření modifikovanou vrtačku. Ze záznamu měření lze odečítat hloubkový pevnostní profil konstrukčního prvku. Výstupem radiografických metod je zobrazení materiálu se všemi jeho nehomogenitami a poškozeními. Vzorek se vloží mezi zdroj záření a exponovaný film, oblasti s vyšší hustotou zadrží větší množství emitovaných částic, což se na snímku projeví tmavší barvou. Vedlejším přínosem práce je také lepší pochopení a popis šíření vlnění obecně v anizotropním materiálu s množstvím heterogenit. Kromě dřeva je typickým příkladem přírodní kámen, který je velmi často použit jako stavební materiál v historických konstrukcích.

-12-


Obr. 1: a) Typická měřicí sestava pro určení rychlosti šíření ultrazvuku, b) detail speciální kónické sondy pro dřevo Fig. 1: a) Typical set up for ultrasound velocity measurement, b) detail of a special conical transducer used for timber KONCEPCE VÝZKUMU Výzkum, jehož výstupem by měla být obecná metodika používání nedestruktivních metod, stojí na experimentálních měřeních různých typů dřeva v různých podmínkách (např. srovnání suchého a vlhkého materiálu). Prvotní nedestruktivní zkoušky budou provedeny na vzorcích velkých rozměrů, které budou dále použity na tvorbu normových těles pro klasické materiálové testy. Malá tělesa budou opětovně podrobena nedestruktivním zkouškám, které by měly určit vliv tzv. size efektu. Posledním krokem budou destruktivní zkoušky, které explicitně určí hodnoty materiálových vlastností. Na základě srovnání obou přístupů a nalezení korelačních vztahů bude určena hranice použitelnosti a spolehlivosti jednotlivých typů metod, která polouží jako podklad pro vytvoření jednotné metodiky měření s ambicí pro pozdější zařazení mezi normativní předpisy zkoušení konstrukčního dřeva. Ty by měly být použitelné pro diagnostiku stávajících i historických objektů, i pro zkoušení nového materiálu, který na zabudování do konstrukce teprve čeká. ZÁVĚR V článku je nastíněna koncepce řešení problematiky nedestruktivního zkoušení konstrukčního dřeva. Na základě srovnávacích zkoušek bude navržena jednotná metodika měření pro různé fyzikální principy, podle nichž zařízení pracují, která pomůže rozšířit použití nedestruktivních metod. Hodnotnými výstupy akademického rázu budou články popisující problematiku jednotlivých měření, prezentující výsledky experimentů a příspěvky na konferencích zbývajících se příbuznými tématy. OZNÁMENÍ Probíhající výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, je podpořen grantem SGS12/120/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Kopec B., kol.: Nedestruktivní zkoušení materiálů a konstrukcí. ISBN 978-80-7204-591-4, Brno, 2008 [2] Kloiber M., Kotlínová M.: Porovnání dynamického a statického modulu pružnosti poškozeného dřeva. In Applied Mechanics 2008, 8th International Scientific Conference, 2008 [3] Kasal B., Tannert T.: In Situ Assessment of Structural Timber. State of the Art Report of the RILEM, ISBN 978-94-007-0559-3, RILEM, 2010 [4] Kuklík, P. - Kuklíková, A.: Methods for Evaluation of Structural Timber. In: Wood research, 2001, ISSN 0012-6136, vol. 46, no. 1, p. 1-10

-13-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 STABILITA HYBRIDNÍCH NOSNÍKŮ ZE SKLA A OCELI NAMÁHANÝCH OHYBEM STABILITY OF HYBRID STEEL-GLASS BEAMS SUBJECTED TO BENDING Iva Horčičková Abstract In the last years, glass structures are very often used in modern architecture. For this reason, it is necessary to have sufficient information about the behaviour of these structures. At this moment there is a lack of standards and also information about the stability of hybrid beams. Key words: glass, hybrid beam, stability, lateral torsional buckling, structural glass elements

ÚVOD V současné architektuře sklo není pouze materiálem dobře využitelným k dostatečnému osvětlení interiéru, ale plní i další funkce, mezi které patří nejen funkce estetická, ale také nosná. Sklo je materiálem s vysokou pevností v tlaku. Na druhé straně je ale křehké, což je nezbytné zohlednit při montáži, provozu i při samotném navrhování detailů. Z tohoto důvodu jsou navrhovány hybridní nosníky, které jsou tvořeny kombinací nejrůznějších materiálů tak, aby byly co nelépe využity jejich vlastnosti. Sklo tak může být použito například v kombinaci se dřevem, ocelí či vyztuženým betonem. Skleněné stojiny hybridních nosníků jsou obvykle prvky s velkou štíhlostí, které jsou náchylné ke ztrátě příčné a torzní stability. Proto je zapotřebí se podrobně věnovat této problematice. ZTRÁTA PŘÍČNÉ A TORZNÍ STABILITY Štíhlé hybridní nosníky mohou být použity jako žebra fasád. Ta pak mohou být zatížena například sáním větru, kdy tlačená část nosníku není držena a může dojít ke ztrátě příčné a torzní stability. Návrhové metody, které se používají pro jiné materiály (např. ocel), není vhodné přímo aplikovat pro řešení stability skleněných prvků, protože je nutné zohlednit následující skutečnosti: • výrobní tolerance tloušťky skleněných tabulí, • počáteční deformace, • délku trvání zatížení, • pevnost skla v tahu za ohybu, • chování PVB fólie u vrstvených skel [1]. Tloušťka plaveného skla je obvykle menší, než jmenovitá tloušťka udávaná výrobci [1]. Z tohoto důvodu je nejen průřezová plocha, ale i moment setrvačnosti průřezu ve skutečnosti menší než vypočtený, a únosnost nosníku je tak nižší než předpokládaná. Počáteční deformace je odlišná pro jednotlivé druhy skel. Plavená skla mají malou počáteční deformaci. Uvádí se, že její velikost je nižší než L/2500, kde L je největší rozměr skleněné tabule. Na druhé straně tepelně upravovaná skla, mezi něž patří tepelně tvrzená a tepelně zpevněná skla, mají počáteční deformaci až L/300. To je způsobeno výrobou tepelně upravovaných skel, kdy se tabule plaveného skla zahřeje na teplotu přibližně 650°C a následně je prudce zchlazena. Při procesu chlazení jsou tabule skla umístěny na válcích, které způsobí počáteční deformaci ve tvaru sinusoidy [1]. Pevnost skla závisí nejen na druhu použitého skla, ale i na míře jeho poškození. Jakmile je sklo poškozeno například poškrábáním, jeho pevnost je snížena. Redukce pevnosti je nejvíce patrná u chemicky tvrzených skel. Při procesu chemického tvrzení se jednotlivé tabule skla namáčejí do elektrolytické lázně, kde dochází k iontové výměně, čímž se vyvolají tlaková napětí v povrchové

-14-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 vrstvě skla. Aby se povrchové mikrotrhliny mohly dále šířit, je nutné, aby vnější působící síla nejprve překonala toto tlakové napětí. U chemicky tvrzených skel, oproti tepelně tvrzeným sklům, je ale zmíněná tlačená povrchová zóna velmi tenká, čímž je náchylná na poškození. EXPERIMENTY Během posledních let bylo provedeno několik experimentů zaměřených na ztrátu příčné a torzní stability skleněných nosníků obdélníkového průřezu. Prostě podepřené skleněné nosníky zatěžované osamělým břemenem uprostřed rozpětí byly například zkoušeny na univerzitě v Lausanne [1]. Celkem zde bylo provedeno 79 experimentů s tepelně tvrzeným nebo tepelně zpevněným sklem. Výsledky ukázaly, že pro konzervativní návrh skleněných nosníků je možné použít vzpěrnou křivku „c“ z normy EN 1993-1-1. Další experimenty byly provedeny v experimentálním centru fakulty stavební ČVUT v Praze. Celkem bylo odzkoušeno 24 nosníků, z nichž polovina byla z jednovrstvého skla a druhá polovina ze skla vrstveného. Nosníky byly prostě podepřené s převislými konci, které byly zatěžovány osamělými břemeny. V místech vnášení zatížení bylo bráněno příčnému posunu [2]. Předmětem disertační práce autorky bude výzkum zaměřený na vliv ocelových pásnic hybridních nosníků na chování při ztrátě příčné a torzní stability. Schématické uspořádání zkoušek je zobrazeno na obr. 1. Experimenty jsou plánovány s dvěma typy přípojů mezi skleněnými a ocelovými prvky.

Obr. 1: Schématické uspořádání připravovaných experimentů Fig. 1: Schematic test setup of prepared experiments ZÁVĚR Cílem připravované disertační práce je navázat na provedené experimenty zaměřené na ztrátu příčné a torzní stability skleněných nosníků. Doposud byly zkoušeny pouze skleněné nosníky s obdélníkovým průřezem, proto je zapotřebí se zaměřit na stabilitu hybridních nosníků tvořených skleněnou stojinou a ocelovými pásnicemi a zjistit jaký vliv má ocelový prvek na odolnost proti ztrátě příčné a torzní stability. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem MŠMT č. LD11037. LITERATURA [1] Luible A., Crisinel M.: Stability of Load Carrying Elements of Glass. EU COST C13 Glass and interactive Building Envelopes – Final Report, Vol. 1, 2007, pp. 195-208 [2] Heřmanová L., Eliášová M., Netušil M.: Experiments of glass structures subjected to bending. Eurosteel 2008 - 5th European Conference on Steel and Composite Structures, Brussel, 2008, pp. 929935

-15-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 NOVÝ SPOJ SENDVIČOVÝCH PANELŮ NEW JOINT OF SANDWICH PANELS Robert Jára Abstract The dissertation is focused on research and description the behaviour of sandwich load bearing panels with polystyrene core. Pane surface is made of OSB boards which are connected to the core. Although the mechanical properties of both panel components are significantly different, their cooperation creates useful lightweight floor structure for small and medium span. Bearing capacity of the panels depends on many factors. The behaviour of the panel is mainly influenced by reinforcing, which is performed mostly by means of the I-beam ribs or rectangular profile ribs. Another important factor is the imposition and fasteners. The most important is the joint between sandwich panels. The research is focused on investigation of new joint of sandwich panels and usability of magnesite board, which can be used on interior side. Key words: sandwich panel, joint, polystyrene, I-beams, load capacity

ÚVOD Sendvičové panely na bázi dřeva jsou známé od roku 1930, kdy se poprvé objevuje myšlenka využití těchto prvků jako nosný konstrukční systém pro stavebnictví. Prvotní výzkum a testování technologie výroby probíhaly především ve Forest Products Laboratory v Madisonu ve státě Wisconsin. Mezi významné osobnosti podílející se na vývoji a především aplikaci sendvičových panelů patřil Wright F.L., Dow A.B. a Allen H.G., který jako první souhrnně popsal únosnost sendvičových panelů [1]. Únosnost sendvičových panelů je dána OSB deskami a polystyrénový jádrem, přičemž polystyrénové jádro panelu musí mít dostatečně velkou smykovou tuhost pro zajištění spolupůsobení celého panelu. Z tohoto důvodu je také vyžadováno důkladné přilepení jádra k opláštění po celé kontaktní ploše (zpravidla jednosložkovým PU lepidlem). Doporučené postupy, jak jednoduše navrhnout a posoudit tyto panely na účinky zatížení při aplikaci panelů pro nosnou stropní, obvodovou a střešní konstrukci, jsou detailně sepsány v literatuře [2]. Je nutno podotknout, že tento stavební systém je využíván především ve Spojených státech a v Kanadě, ale postupně se také uplatňuje na evropském trhu. SPOJE SENDVIČOVÝCH PANELŮ Důležitým prvkem celého stavebního systému jsou spoje sendvičových panelů, kde je prostor pro jejich optimalizaci. Výzkum se zaměřuje na spoje panelů K-KONTROL® vyráběných v České republice firmou CZECH PAN s.r.o. od roku 1993. Sendvičové panely se dají dle nejvíce používaných spojů rozdělit do tří skupin. První typem je vložený hraněný profil. Toto řešení napojení panelů je vhodné použít v místech bodového zatížení konstrukce, např. uložení dřevěného průvlaku apod. Spoj se provede tak, že se v místě probrání polystyrénového jádra nanese polyuretanová pěna a na přečnívající hrany OSB desky se nanese polyuretanové lepidlo. Do panelu se vloží dřevěný prvek a po správném umístění panelů je lepený spoj zajištěn sponkami a tím je vytvořen potřebný přítlak OSB desky k dřevěnému vloženému prvku. Spoj prováděný pomocí spojovacího prvku JOINT je stejný jako pro vložený dřevěný hranol, jen je při jeho aplikaci zajištěna průběžná vrstva tepelné izolace, jak je naznačeno na obr. 1. Třetím typem spojení panelů je využití I-OSB nosníku. Tato varianta vyžaduje jiné profilování polystyrénového jádra, jak je patrné z obr. 2., a spíše se využívá pro konstrukci krovu. V současné době se polyuretanové lepidlo i pěna nanáší pomocí aplikační pistole a množství resp. i šířka lepených kontaktních ploch tedy výrazně závisí na lidském faktoru. Cílem je vytvořit nový spoj panelu tak, aby byla zajištěna kvalita a šířka lepeného spoje panelů a nový spoj byl navíc důkladné propěněn v místě kontaktních ploch panelů. Předpokládá se využití rychle tvrdnoucího dvousložkového polyuretanu nanášeného pod tlakem. Z toho důvodu je nutné doplnit současně

-16-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 prováděný typ spoje sendvičových panelů o aplikační kanálky. Nový spoj ovšem musí umožnovat využití současných tří typů spojení panelů a musí umožnovat olemování panelů kolem otvorů, prostupů a ukončení panelu. Dalším cílem disertační práce je popis chování nového spoje sendvičových panelů při namáhání tahem, smykem a ohybem. Inovace stavebního systému KKONTROL® využívá nové magnezitové desky pro výrobu sendvičových panelů, která nahradí OSB desku z interiérové strany panelu. Proto je s touto inovací počítáno při návrhu nového spoje sendvičových panelů.

Obr. 1: Spoj panelů s prvkem JOINT Fig. 1: Joint connection between sandwich panels

Obr. 2: Spoj panelů s I-OSB nosníkem Fig. 2: I-OSB beam connection between sandwich panels

EXPERIMENTY V první polovině roku 2012 budou provedeny materiálové zkoušky všech komponent spoje. Pro OSB desku, magnezitovou desku OXYPAN a polystyrénové jádro bude zjištěna pevnost a pracovní diagram v tahu, v tlaku a ve smyku. Pro zkoušky desek na bázi dřeva bude použita norma ČSN EN 789 [3] a pro polystyrénové jádro norma ČSN EN 12090 [4]. Pracovní diagram spoje lepených OSB desek a lepeného spoje OSB desky a magnezitové desky ve smyku bude zkoušen na vzorcích 50x50 mm. Pro lepený spoj bude použit jednosložkový polyuretan. V druhé polovině roku 2012 bude odzkoušen nový spoj sendvičových panelů. Cílem těchto zkoušek bude ověření únosnosti nového spoje ve smyku, v tahu a ohybu. Podstatným údajem bude ohybová tuhost spoje. Cílem pro rok 2013 bude zjištění únosnosti nového sendvičového panelu tvořeného OSB deskou, polystyrénovým jádrem a magnezitovou deskou OXYPAN. ZÁVĚR Po provedení zkoušek a vytvoření numerického modelu spoje bude možno definovat minimální požadavky na spoj tak, aby byla zaručena 100% kvalita provádění spoje sendvičových panelů. Cílem práce je návrh a ověření nového typu spojení sendvičových panelů, které by lépe vystihlo a popsalo chování spojení sendvičových panelů, než současný způsob provádění spoje. Hodnotným výstupem bude užitný vzor nového spoje sendvičových panelů, ověřená technologie a užitný vzor nového typu sendvičového panelu. Tato práce je podpořena grantem Studentské grantové soutěže ČVUT č.SGS12/121/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Allen, H.G.: Analysis and Design of Structural Sandwich Panels. Pergamon Press, London.1969 [2] APA. Plywood Design Specification Supplement 4: Design and Fabrication of Plywood Sandwich Panels. Document U814-H., 1990. [3] ČSN EN 789 Dřevěné konstrukce – Zkušební metody – Stanovení mechanických vlastností desek na bázi dřeva. ÚNMZ, 2005 [4] ČSN EN 12090 Tepelněizolační výrobky pro použití ve stavebnictví - Zkouška smykem ÚNMZ, 1998

-17-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 LOKALIZACE PORUCH NOSNÉ KONSTRUKCE SPŘAŽENÝCH MOSTŮ POMOCÍ MODÁLNÍ ANALÝZY LOCATING OF DAMAGE IN LOAD-BEARING STRUCTURES OF COMPOSITE BRIDGES USING MODAL ANALYSIS Jan Marek Abstract Modal analysis is a powerful diagnostic tool; it is capable to determine examined structures properties in fast and cheap way. Main problem is how to use large amount of data usually gained by MA test. This project should give an overview of how the structural or other damage of composite beam bridge will affect the results of MA test. The conclusion should be instruction how to locate and identify probable damage from results of MA test. Key words: composite bridge, modal analysis, condition assessment, damage

ÚVOD Modální analýza jako inženýrská disciplína v oblasti kmitání a vibrací, dynamického chování prvků a konstrukcí má dlouhou tradici, přesto stále není její potenciál v oblasti mostního stavitelství plně využíván. Přítomnost poškození obecně mění modální charakteristiky konstrukce (vlastní frekvence, vlastní tvary, frekvence tlumení - dříve logaritmický dekrement útlumu), a proto je měření těchto charakteristik rychlou a relativně jednoduchou metodou detekce poškození. Velký pokles tuhosti konstrukce je zpravidla doprovázen poklesem vlastních frekvencí, naopak vyšší než očekávané frekvence indikují tužší konstrukci nebo uložení než je predikováno, očekáváno nebo modelováno. SOUČASNÝ STAV Tématem modální analýzy na mostech pozemních komunikací v ČR se zabývá systém norem, systém jakosti v oboru pozemních komunikací, technické kvalitativní podmínky TKP a příslušné technické podmínky, zejména TP 215 [1], které podrobně popisují, jak provést vlastní měření, jak vytvořit matematický model, nicméně o interpretaci výsledků již nepojednávají v prakticky použitelné šíři. Tyto TP 215 vznikly v rámci výzkumného projektu [2], na jehož výsledky chce autor navázat. Shrneme-li světový výzkum do roku 2012, dojdeme k závěru, že změna v konstrukci se sice ve vlastních frekvencích projeví, ale ke stanovení místa a velikosti poškození analýza vlastních frekvencí nestačí. V posledních deseti letech vzniklo několik studií, například na Indickém institutu technologie, [3], kde autoři navrhli a ověřili postup modelování poškozených deskových mostů o jednom a dvou polích. Přínosem této práce je především stanovení spolehlivosti použitých metod, výpočet nepřesnosti aproximovaného řešení, určení potřebného počtu diskretizovaných elementů pro danou spolehlivost výpočtu. V roce 2009 na katedře elektrického a počítačového inženýrství Floridské státní univerzity navrhli metodu zpracování signálu pomocí dekompozice metodou wavelet packet [4], která umožní použitím filtrů lokalizovat části konstrukce přispívající k jednotlivým vlastním tvarům. Takto lze stanovit disipaci energie po délce konstrukce a z případné změny určit polohu poškození.

-18-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Studie a vědecké práce prezentované ve světě se, až na výjimky, zabývají mosty betonovými, často s předpětím, analýzy mostů ocelobetonových spřažených jsou prováděny převážně pouze u mostů velkých rozpětí, zavěšených a visutých. Dynamické analýzy spřažených mostů menších rozpětí nejsou dosud časté, i přesto, že takových mostů je nejen v ČR velké množství. VÝZKUM Obecným předpokladem využití modální analýzy jako nástroje zhodnocení stavebního stavu mostu je provedení zkoušky na nepoškozeném (nejlépe novém) mostě a poté v průběhu životnosti opakování zkoušky (například na poškozeném, nebo jen prověřovaném mostě) a porovnání výsledků. Autor předpokládá možnost vyhodnocení stavebního stavu mostu pomocí validovaného numerického modelu, porovnáním výsledků s výsledky získanými z experimentu provedeného v rámci hodnocení stavebního stavu, bez prvotního (počátečního) experimentu. EXPERIMENT Na numerickém modelu silničního spřaženého trámového mostu bude provedena MA s respektováním degradačních procesů. Tento model bude verifikován s využitím experimentů provedených v roce 2001 na mostě přes D5 ve Vráži u Berouna, kde byla MA součástí výzkumného projektu [2]. Na verifikovaném modelu bude provedena parametrická studie vlivu strukturálního poškození na výsledky MA. Na základě výběru nejběžnějších závad budou stanoveny stavební stavy reprezentující skupiny poškozených konstrukcí: 1. 2. 3. 4. 5.

Mechanické poškození spodní pásnice krajního nosníku, v různých řezech po délce mostu. Únavová trhlina v ocelové nosné konstrukci Korozní úbytky na krajních nosnících Poškození přípojů mezipodporového ztužení Změna v uložení (nefunkční mostní dilatace, nefunkční ložiska)

Pro každou skupinu poškozených konstrukcí bude sledován vliv na výsledek MA. ZÁVĚR Výsledkem výzkumu bude metodika, pomocí které bude možné z výsledků modální zkoušky lokalizovat jak pravděpodobnou polohu poškození, tak druh závady. To by mělo usnadnit diagnostiku mostních konstrukcí, hodnocení stavebního stavu a umožnit odhalení skrytých poškození. LITERATURA [1]Rotter T., Polák M., Král J.: TP 215 Využití experimentální modální analýzy pro návrh, posouzení, opravy, kontrolu a monitorování mostů pozemních komunikací., MD ČR, Odbor dopravní infrastruktury, 2009 [2] Rotter T.: Využití modální analýzy pro hodnocení mostních konstrukcí. ČVUT v Praze, Fakulta stavební, katedra ocelových konstrukcí, 2004. [3] Dutta A., Talukdar S.: Damage detection in bridges using accurate modal parameters, Finite Elements in Analysis and Design 40, 2004. [4] DeBrunner, Medda, Victor. A.: Localized vibration response technique for damage detection in bridges, International Conference on Acoustics, Speech and Signal Processing, 2009.

-19-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 PEVNOSTNÍ CHARAKTERISTIKY ZA STUDENA TVÁŘENÝCH KOROZIVZDORNÝCH OCELÍ MATERIAL PROPERTIES OF COLD-FORMED STAINLESS STEELS Jan Mařík Abstract Stainless steel became a widely used material due to its aesthetic appearance and many specific material properties. This demands more sophisticated structural design. One of the main benefits that haven't been included in design codes is significant increase of yield and ultimate strength due to coldworking in forming process of structural elements. Despite some proposals were published, they usually cover just material yield strength. The introduced research planes to develop a general analytical prediction of the whole range stress strain diagram. Based on the model, simple predictive formulas of strength enhancement will be carried out. This would be suitable eg. for design standards, that means wider use of the material and more economical design. Key words: stainless steel, cold-working, strength, stress strain diagram, predictive formulas

ÚVOD Korozivzdorné oceli jsou poměrně novým materiálem, jehož cena zpravidla odpovídá čtyřnásobku ceny běžných konstrukčních ocelí. Kvůli tomu je používána pro průřezy malých tloušťek. Při malých tloušťkách je velmi výhodným způsobem výroby tváření za studena. To je často také výhodné s ohledem na nízké výrobní série a možnosti výrobní linky. Při tváření za studena dochází k velkým plastickým deformacím, které vedou k nárůstu meze kluzu, ale na rozdíl od běžných uhlíkových ocelí také k významnému zvýšení meze pevnosti. Toto zvýšení je výrazné zejména pro mez kluzu (při běžném tváření profilu může dosahovat i 100% nárůstu) a je doprovázeno snížením tažnosti a zvýšením nelinearity pracovního diagramu materiálu (viz obr. 1) [1]. S ohledem na podstatnou míru vlivu tváření by bylo velmi výhodné zahrnout tyto změny materiálových charakteristik do výpočtů. Pro tažené pruty by to znamenalo výrazné zvýšení únosnosti, pro pruty vystavené ztrátě stability pak kvůli vyšší míře nelinearity i možné snížení únosnosti. Vliv tváření za studena je u korozivzdorné oceli zkoumán již přibližně 10 let [2] a vyústil v návrhové postupy, které byly aktuálně využity v národní příloze britské normy BS EN 1993-1-4 [3]. Mezi nejvýznamnější pracoviště v této oblasti lze považovat Imperial College London, University Liege, Hong Kong University a University of Sydney. V současnosti předložené návrhy jsou nicméně poměrně omezené. Obsahují totiž pouze postupy pro určení meze kluzu, případně meze pevnosti [4]. Nejsou schopny postihnout celý průběh pracovního diagramu (míru zakřivení, tažnost apod). Navíc jsou vztahy odvozeny pouze pro rohy profilů s ohybem v pravém úhlu, což je spolu se zaměřením pouze na austenitickou ocel značným omezením. CÍLE DISERTAČNÍ PRÁCE Výzkum vlastností za studena tvářených korozivzdorných ocelí bude zaměřen na rozšíření dříve publikovaných závěrů pro rohové oblasti ohnuté nejen do pravých, ale i tupých úhlů a doplnění dalších materiálových charakteristik, jako je míra nelinearity pracovního diagramu (charakterizovaná Ramberg-Osgoodovým parametrem zpevnění) a tažnost. Výzkum bude zaměřen na základní austenitickou, duplexní a tzv. lean duplexní (duplexní se sníženým obsahem legujících prvků) nerezovou ocel. Výsledné vztahy budou vycházet z analytického modelu chování materiálu, který po kalibraci umožní další využití i u jiných tříd korozivzdorných ocelí a kovů obecně. Práce se tedy týká již poměrně často používaného materiálu, kde lze v dalších letech ve stavebnictví očekávat ještě vyšší využití a pro který je současně používaná metodika návrhu velmi zjednodušující.

-20-


Napětí Stress, 2 N/mm

LT = podélný tah TT = příčný tah TC = příčný tlak LC = podélný tlak

Poměrné přetvoření / Strain, mm/mm

Obr. 1: Pracovní diagram oceli 304 bez vlivu tváření a s vlivem tvářením za studena (1/16 Hard, 1/4 Hard, 1/2 Hard – zlomek vyjadřuje míru zpevnění v závislosti na zkouškách tvrdosti dle amerických norem) Fig. 1: Stress-strain curves for grade 304 in annealed and cold-worked condition due to enhancement rate depending on hardness tests according to US standards. EXPERIMENTY Analytický model bude kalibrován a ověřen experimenty a případně i numerickým modelem. Experimenty budou vycházet z materiálů, na kterých bude vyvozena a změřena různá míra plastické deformace. Následně bude provedena tahová zkouška materiálu. Analytický model bude použit pro predikci pevnostních charakteristik materiálů s různou mírou tváření za studena, reprezentovanou ohnutím plechu. Na základě těchto výsledků budou v závěru odvozeny predikční návrhové vztahy. ZÁVĚR Projekt je zaměřen na popsání vlivu tváření za studena na pracovní diagram prvků z korozivzdorných ocelí, které bude sloužit pro zpřesnění návrhu konstrukcí z tohoto materiálu. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož teze a předpoklady se prezentují v tomto příspěvku, je podporován grantem SGS12/123/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Badoo N. R.: A comparison of structural stainless steel standards, The Steel Construction Institute, 2003. [2] Ashraf M. , Gardner L., Nethercot D. A.: Strength enhancement of the corner regions of stainless steel cross-sections, Journal of Constructional Steel Research, Vol. 61, 2005, p. 37-52 [3] NA to BS EN 1993-1-4: 2006, UK National Annex to Eurocode 3. Design of steel structures. General rules. Supplementary rules for stainless steels. [4] Cruise R. B., Gardner L.: Strength enhancements induced during cold forming of stainless steel sections, Journal of Constructional Steel Research, Vol. 64, 2008, p. 1310-1316.

-21-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 ZTRÁTA PŘÍČNÉ A TORZNÍ STABILITY NOSNÍKŮ ŠTÍHLÝCH PRŮŘEZŮ ZA ZVÝŠENÝCH TEPLOT LATERAL TORSIONAL BUCKLING OF BEAMS OF CLASS 4 CROSS-SECTION AT ELEVATED TEMPERATURE Martin Prachař

Abstract Structural fire design is an inseparable part of design of structures. The accuracy of design is essential regarding safety of the structure as well as its economy, concerning the fire protection costs. Therefore, well representing design models, which simulate the actual behaviour of the structures exposed to fire, are crucial as a base of such design. This paper describes initial research in behaviour of laterally unrestrained beams (I or H section) of Class 4 cross-sections at elevated temperatures. Current fire design provisions for lateral-torsional buckling proved not only to be approximate but also over-conservative. However, few experimental data, on which potential refining of the provisions could be base on, have been collected until now. Therefore, further investigation in lateral-torsional buckling at fire is desired for the slender sections. Key words: steel structure, beam, slender section, lateral torsional buckling, fire design

ÚVOD Návrh za požární situace je v dnešní době nedílnou součástí posudku stavebních konstrukcí. Správnost návrhu je důležitá jak z hlediska bezpečnosti, tak hospodárnosti s ohledem na cenu protipožární ochrany konstrukcí. Je proto nezbytné pro takový návrh vycházet z kvalitních návrhových modelů, které vystihují skutečné chování konstrukcí za požáru. Návrh prutů štíhlých průřezů (třída 4) za zvýšené teploty podle současného Eurokódu 3 (EC3) se na základě numerických studii [1] ukázal být přibližný a konzervativní. Zpřesněním je možné dosáhnout úspory materiálu, což povede k větší konkurenceschopnosti ocelových konstrukcí. V současné době není však pro nedostatek experimentálních dat možné citované numerické výsledky použít k odvození nových návrhových vztahů. Proto je další výzkum nezbytný a bude proveden v rámci disertační práce autora pro nosníky velmi štíhlých otevřených průřezů vystavených ztrátě příčné a torzní stability za požáru. SOUČASNÝ STAV PROBLEMATIKY V EC3 jsou křivky ztráty stability využity při stanovení únosnosti tlačených a ohýbaných prutů. Problém vzpěrné únosnosti tlačeného prutu je základním a nejznámějším stabilitním jevem, který byl komplexně zkoumán po celá desetiletí v kontrastu se ztrátou stability v ohybu. Ta je na základě výsledků geometricky a materiálově nelineární analýzy s imperfekcemi (GMNIA) [2] nyní podrobena debatě o možných úpravách. Současná koncepce křivek vzpěrné pevnosti je založena na AyrtonPerryho formuli [3]. Pro ztrátu stability v ohybu jsou použité křivky klopení platné pro obecný případ shodné s křivkami vzpěrné pevnosti, s rozdílem v mezích poměru výšky k šířce průřezu. Na základě tohoto poměru a typu průřezu je jednotlivým průřezům přidělen součinitel imperfekce při klopení, který je kalibračním faktorem koncepce křivek klopení. Aktuální EC3 v části 1-2 [4] obsahuje jednoduchá pravidla pro návrh průřezů 1, 2 a 3 třídy za požáru. Informativní příloha této normy doporučuje aplikaci těchto pravidel i pro průřezy třídy 4 s omezením kritické teploty a s použitím jiné hodnoty meze kluzu, odpovídající 0,2% plastické deformace namísto 2,0% deformace pro ostatní průřezy. Stanovení momentové únosnosti příčně nepodepřených nosníků,

-22-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 za zvýšené teploty dle této normy vychází ze stejných pravidel jako pro běžnou teplotu s tím rozdílem, že je předepsána pouze jedna křivka klopení pro všechny typy průřezů. Pro průřezy s náběhy zná EC3 přibližné postupy pro stanovení únosnosti v klopení za běžné teploty, doposud však nebylo ověřeno, zda se tato pravidla, dají s uvažováním redukce materiálových vlastností, použít i pro návrh za požáru. EXPERIMENTY V současné době jsou v přípravě experimenty, které proběhnou v Experimentálním centru ČVUT v červnu 2012. Celkem budou uskutečněny čtyři zkoušky. Nosník s konstantním průřezem (obr. 1) bude zkoušen ve třech případech a v jednom případě nosník s náběhem. Střední část nosníku bude zahřátá na požadovanou teplotu (450°C resp. 650°C) pomocí keramických deček a následně dojde k zatížení vzorku. Teplota byla volena s ohledem na nejvýraznější změnu štíhlosti v závislosti na degradaci materiálových vlastností. V první fázi byl pro kalibraci experimentů vyhotoven předběžný numerický model v programu ABAQUS (obr. 2) pro ověření způsobu porušení a nastaveni správných okrajových podmínek experimentu. Na základě výsledků této simulace bylo příčné držení umístěno na okraje zahřívané části (místa vnášení zatížení). Podpory v krajích byly zvoleny bodové, což umožní volné natáčení konců nosníku bez omezení deplanace.

Obr. 1: Schéma experimentu

Obr. 2: Numerický model (ABAQUS)

Fig. 1: Scheme of experiment

Fig. 2: The numerical model in ABAQUS

ZÁVĚR Cílem práce je připravit návrhový model pro výpočet momentové únosnosti při ztrátě příčné a torzní stability nosníků průřezu třídy 4 (I a H tvaru). Návrhový model bude vycházet z poznatků získaných při experimentech a z výsledku parametrické numerické simulace. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS11/111/OHK1/2T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

je

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Renaud C., Yhao B.: “Investigation of Simple Calculation Method in EN 1993-1-2 for Buckling of Hot Rolled Class 4 Steel Members Exposed to Fire,“ in Structures in Fire. Proceedings of the Fourth International Conference, Aveiro, 2006, pp. 199-211 [2] Rebelo C., Lopes N., et al.: Statistical evaluation of the lateral-torsional buckling resistence of steel I-beams, Part 1. Journal of Constructional Steel Research 2008;64: pp. 818-831. [3] Ayrton W.E., Perry J.: On struts, The Engineer, vol. 62 (1886), pp. 464-513 [4] EN 1993-1-2, Eurocode 3, Design of Steel Structures – Part 1-2: General rules – Structure fire design, 2005

-23-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 CHOVÁNÍ TENKOSTĚNNÝCH ZA STUDENA TVAROVANÝCH VAZNIC PŘI POŽÁRU BEHAVIOUR OF COLD-FORMED THIN-WALLED STEEL PURLINS IN FIRE Tomáš Vrána Abstract The project deals with development of design method for the actual fire resistance of thin-walled coldformed Z-shaped purlins. The method will consider an alternative load carrying mechanism such as,catenary action” following after loosing of bending stiffness, if the large deformation of structure can be considered. The steel purlin can survive in fire by developing tensile force due to large deformation. However, this behavior depends also on details such as horizontal resistance of supports. The aim is to investigate both individual and purlin-sheeting system behavior using a numerical model which will be validated based on the results of experiment. Main objective will be a parametric study, when the finite element model will be applied to different heights and thickness of purlin section as well as different spans. Key words: cold-formed steel, Z-shaped purlin, catenary action, structural fire design ÚVOD Přestože znalosti o chování ocelových konstrukcí při požáru jsou v mnoha směrech hluboké, některé dílčí problémy dosud nebyly uspokojivě vyřešeny. Mezi ně patří chování tenkostěnných ocelových průřezů, pro jejichž návrh se používá zjednodušený a konzervativní model [1], který dostatečně nepostihuje chování těchto prvků při požáru. Návrh takových prvků je potom velmi konzervativní. V reálné konstrukci je často Z-vaznice příčně a částečně rotačně podepřena střešní krytinou v podobě trapézového plechu. To ovlivňuje výslednou únosnost, kde je zpravidla rozhodující únosnost ohybová (zohledňující deplanaci a případnou ztrátu stability). Po vyčerpání ohybové únosnosti má Z-vaznice tendenci (díky držení v podpoře) přecházet v membránové působení doprovázené velkými deformacemi a přenášet i vyšší zatížení. Zpřesněním návrhu se tedy zvýší bezpečnost a komplexnost požárního návrhu ocelových konstrukcí. Membránové působení u Z-vaznice jakožto prvku nosníkového typu je přenos zatížení, kde kapacita ohybové únosnosti je zanedbatelná a nosník tak vzdoruje zatížení prostřednictvím tahové síly, byť s redukovanými materiálovými parametry. Pokud tedy v praxi připustíme výskyt velkých deformací vlivem teploty, požární ochrana takovýchto konstrukcí nemusí být v řadě případů nutná. V současnosti jsou k dispozici výsledky několika výzkumů na toto téma. Nejdůležitějším příspěvkem do této problematiky je práce Outinena, Lu a Mäkeläinena [2] a Wanga s Yinem [3], [4].

CÍL DISERTAČNÍ PRÁCE Cílem je vytvořit numerický model zahrnující geometrické i materiálové nelinearity, který by spolehlivě vystihl chování tenkostěnných Z-vaznic za zvýšených teplot. Předpokladem je rozvoj membránového působení a dosažení co největší požární odolnosti. Po validaci výsledků experimentu bude tento model založený na metodě konečných prvků použit pro parametrickou studii. Podstatou této studie bude aplikace numerického modelu i na další průřezy Z-vaznic s jinou výškou a tloušťkou plechu. Nejprve bude pomocí výpočetního softwaru modelována konstrukce plánovaného experimentu a přibližná správnost výpočetního modelu bude porovnána s již dostupnými výsledky experimentů provedených na katedře ocelových a dřevěných konstrukcí. Teprve poté se přikročí k realizaci experimentu v reálném měřítku.

-24-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Jelikož se v praxi setkáme s tenkostěnnými vaznicemi převážně v podobě spojitých nosníku, konstrukce pro požární zkoušku bude mít charakter nosníku s převislým koncem, aby se v konstrukci projevil vliv i nadpodporového momentu. Při montáži zkušebního vzorku se bude postupovat podle doporučených konstrukčních zásad uváděných výrobci Z-vaznic. Použity tedy budou klasické přípoje vaznice k podpoře a trapézového plechu k vaznici. Vzdálenost mezi vaznicemi a konkrétní rozpětí se stanoví s ohledem na nejběžnější rozměry a to i v případě výpočetního modelu. Na obr. 1 je axonometrický pohled na zkušební vzorek, který bude zatížen při požáru.

Obr. 1: Systém Z-vaznice a trapézový plech Fig. 1: Z-purlin sheeting system

ZÁVĚR Cílem disertační práce je výzkum chování za studena tvarovaných tenkostěnných Z-vaznic při požáru pomocí numerického modelování založeného na metodě konečných prvků. Výsledkem by měl být soubor dat únosností prostřednictvím parametrické studie, kde bude výpočet aplikován na různé průřezy Z-vaznic při specifikování jistých konstrukčních zásad. Tyto výsledky v konečné fázi poslouží pro odvození jednoduchých návrhových vztahů platných pro vymezený soubor průřezů a uvažované okrajové podmínky. LITERATURA [1] ČSN EN 1993-1-3: Navrhování ocelových konstrukcí, Část 1-3 Doplňující pravidla pro tenkostěnné za studena tvarované prvky a plošné profily, ČNI, 2008. [2] Lu W., Mäkeläinen P., Outinen J.: Numerical investigation of cold-formed steel purlin in fire, Journal of Structural Mechanics, Vol. 43, No 1, 2010, s. 12-24. [3] Yin Y.Z., Wang Y.C.: A numerical study of large deflection behaviour of restrained steel beams at elevated temperatures, Journal of Constructional Steel Research, 60(7), 2004, s. 1029-1047. [3] Yin Y.Z., Wang Y.C.: A simplified analysis of catenary action in steel beam in fire and implications on fire resistant design, Steel and Composite Structures, 6(5), 2006, s. 367-386.

-25-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 PŘÍSPĚVEK KE ZVÝŠENÍ POŽÁRNÍ ODOLNOSTI DŘEVĚNÝCH KONSTRUKCÍ POMOCÍ DESKOVÝCH MATERIÁLŮ CONTRIBUTION TO THE FIRE RESISTANCE OF TIMBER CONSTRUCTION USING BOARDS Magdaléna Dufková Abstract This paper is focused on the timber structures exposed to fire, especially on the contribution to the fire resistance of timber structures boards. There is still some deficiency in the computational procedures and therefore necessity to further developing this problem. The correct modeling of the fire and sufficient knowledge of wood behaviour at elevated temperatures leads to improvement and specification of the results of the fire resistance times. The focal point of this study is the research of the contribution to the fire resistance of timber beam using boards. On the basis of the test results when the timber beam was covered by calcium silicate fire protective boards, evaluation and numerical model in ANSYS was carried out. Key words: timber, fire resistance, contribution, cladding materials, charring rate

ÚVOD Při posuzování dřevěných konstrukcí vystavených účinkům požáru je třeba vzít v úvahu to, že rychlost zuhelnatění je v případě chráněného prvku jiná než v případě prvku nechráněného. Pokud protipožární ochranné obložení odpadne, například následkem ztráty přilnavosti nebo selháním uchycení, rychlost zuhelnatění chráněného prvku bude vyšší než rychlost zuhelnatění nechráněného prvku. Pokud protipožární ochranné obložení zůstává přichycené k dřevěnému prvku, rychlost zuhelnatění bude ovlivněna izolačním účinkem protipožárního ochranného obložení. TEORIE PŘESTUPU TEPLA – NESTACIONÁRNÍ VEDENÍ TEPLA Výpočet teplotních polí vychází z Fourierovy parciální diferenciální rovnice nestacionárního vedení tepla, kterou lze vyjádřit diferenčním tvarem [1]: a) Pro vedení tepla v jednom směru:

∆T ∆2T = a⋅ 2 ∆t ∆x

(1)

b) Pro vedení tepla ve dvou směrech:

∆2T ∆T = a⋅( 2 ∆x ∆t ∆T kde: ∆t ∆x ∆y

+

∆2T ) ∆y 2

(2)

je přírůstek teploty [°C]; přírůstek času [s]; tloušťka vrstvy ve směru osy x [m]; tloušťka vrstvy ve směru osy y [m]; a součinitel teplotní vodivosti [m2.s-1]. Součinitel teplotní vodivosti a lze vyjádřit vztahem:

λ c⋅ρ λ kde: a=

c

ρ

(3) je součinitel tepelné vodivosti (W.m-1K-1); měrné teplo (J.kg-1.K-1); objemová hmotnost (kg.m-3).

-26-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Podmínkou správnosti početního řešení je znalost veličin charakterizujících přestup tepla a tepelně technických parametrů materiálů izolujících a vyplňujících dřevěný rám. Jedná se o: ρ , λ , c . Tyto parametry jsou s teplotou proměnné, proto je potřeba znát jejich hodnoty v závislosti na teplotě [1]. EXPERIMENT Ve spolupráci s firmou Promat, s.r.o., která dala k dispozici výsledky požární zkoušky (zkouška byla provedena podle zkušební normy [2]) kalcium-silikátových desek, bylo provedeno vyhodnocení a numerická analýza. Ve zkušební peci byly umístěny tři nosníky (vyskládané z dřevotřískových desek), s max. (40 mm) a min. (20 mm) tloušťkou obkladu a nosník bez obkladu (viz obr. 1). Vrchní kalciumsilikátová deska tl. 25 mm má pouze izolační účinek v peci. Celkový rozměr vzorku bez obkladu byl 100 x 100 x 4 500 mm. Teploty prvku byly měřeny pomocí termočlánků v několika vrstvách (viz obr. 1). Z naměřených teplot byl vytvořen následující graf (obr. 2) pro minimální tloušťku ochrany.

Obr. 1: Řez zkušebním tělesem s min. tloušťkou obkladu – nosník chráněný kalciumsilikátovou deskou tl. 20 mm Fig. 1: Cross-section of the test specimen with a minimum thickness of the protection - protected beam of calcium-silicate board with thickness 20 mm

Obr. 2: Zaznamenané teploty z termočlánků v pěti vrstvách, obklad kalcium silikátová deska tl. 20 mm (maximální, průměrná a charakteristická hodnota) Fig. 2:The measured temperature of the thermocouples in five layers, thickness of calciumsilicate board - 20 mm (maximum, average and characteristic value)

-27-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Na základě zjištěných teplot v jednotlivých vrstvách se stanovily grafy rychlosti zuhelnatění pro chráněný i nechráněný prvek (obr. 3).

Obr. 4: Průběh rychlosti zuhelnatění pro chráněný a nechráněný prvek Fig. 4: Charring rate for protected and unprotected member NUMERICKÝ MODEL Pomocí programu ANSYS Workbench, řešený v teplotní analýze (Transient thermal), byla provedena modelace dřevěného nosníku obloženého kalcium-silikátovou deskou. Nosník byl ze tří stran vystaven normovému požáru. Cílem této modelace je srovnání výsledků výpočtu se zkouškou. Materiálové charakteristiky (λ, c, ρ) kalcium-silikátové desky za zvýšené teploty jsou převzaty od výrobce desky, kde byly stanoveny na základě zkoušek. Materiálové charakteristiky pro dřevo za zvýšené teploty jsou převzaty z Eurokódu 5 [3]. Výsledkem numerického výpočtu je určení času, kdy teplota dřevěného prvku dosáhne 300°C, kdy dřevo začíná uhelnatět. Dřevěný nosník má rozměry shodné se zkušebním tělesem 100 x 100 mm a je krytý ze tří stran kalcium-silikátovou deskou o tloušťce 20 mm. Zatížení nosníku požárem bylo modelováno po dobu 20-ti minut pomocí normové nominální křivky. Výsledné rozložení teploty ve 20. minutě v prvku je patrné z obr. 5 a teplota pod deskou protipožární ochrany je patrná z obr. 6.

Obr. 5: Rozložení teploty v prvku ve 20. minutě Fig. 5: Distribution of the temperature in the element in the 20th minute

-28-


Obr. 6: Rozložení teploty ve 20. minutě pod kalcium-silikátovou deskou Fig. 6: Distribution of the temperature under the kalcium-silicate board in the 20th minute Podle numerického výpočtu dochází k zuhelnatění dřevěného prvku v 19. minutě, podle zkoušky ve 35. minutě. Výpočet je zatím tedy velmi konzervativní a je třeba doladit vstupní parametry zadávané do výpočetního programu na základě zkoušek. Do 7. minuty je průběh výpočtu i zkoušky téměř totožný, v další fázi dochází k odchylce mezi těmito křivkami. ZÁVĚR Práce je zaměřena na zkoumání příspěvku k požární odolnosti dřevěného prvku pomocí kalciumsilikátové desky. Velmi důležité je správné stanovení času tpr, kdy teplota dřevěného prvku dosáhne teploty 300 °C. Po této hodnotě v dalších minutách dochází buď ke snížené míře zuhelnatění (případ kdy protipožární ochrana ještě neodpadla) nebo ke zvýšené míře zuhelnatění (protipožární ochranné obložení již odpadlo). Výsledkem práce bude stanovení koeficientu kβ, kterým se sníží při výpočtu podle Eurokódu rychlost zuhelnatění chráněného prvku. Tento koeficient je stanoven jako poměr rychlosti zuhelnatění chráněného prvku (β´´) k rychlosti zuhelnatění nechráněného prvku (β´). OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem SGS ČVUT, SGS11/108/OHK1/2T/11 „Požární odolnost vícepodlažních budov na bázi dřeva“. LITERATURA [1] Karpaš, J.: Směrnice pro výpočet požární odolnosti ocelových konstrukcí. Výzkumný ústav pozemních staveb, Praha, 1984 [2] ENV 13381 – 7, Test methods for determining the contribution to the fire resistance of structural members – Part 7: Applied protection to timber members. CEN, 2008 [3] ČSN EN 1995–1-2 Eurokód 5: Navrhování dřevěných konstrukcí – Část 1–2: Obecná pravidla – Navrhování konstrukcí na účinky požáru. ČNI, Praha 2006

-29-


KOMPOZITNÍ DŘEVOBETONOVÉ STROPY ZA POŽÁRU TIMBER-CONCRETE COMPOSITE FLOORS IN FIRE Eva Dvořáková Abstract An efficient type of floor system which consists of timber members in the tensile zone a thin fibre concrete layer in compression zone and the connection between timber and concrete shows the possibility of using in a residential area. One of the most important requirements of these structures is fire resistance. The fire resistance of timber-fibre concrete composite elements is mainly influenced by the timber, the connectors and mixture of fibre concrete. The subject of this paper is the numerical simulation of this floor and the main point is to investigate the behaviour of the load capacity of the floor structure by using Ansys models. Accuracy of the numerical analysis fully depends on material models used in the analysis. The results obtained in the numerical simulations will be compared with experimental results. Tests will be performed on full-size floor specimen in the Institute of Theoretical and Applied Mechanics and on full-size floor specimen in the PAVUS testing laboratory. Key words: timber, concrete, timber-concrete composite structures, fire resistance

ÚVOD Na celém světě je prosazována myšlenka využití dřeva jako stavebního materiálu z důvodu zachování přírodních zdrojů a životního prostředí. Se vzrůstajícími nároky na únosnost a rozpětí konstrukcí jsou ale nutná nová řešení dřevěných konstrukcí, mezi která mimo jiné patří spojování dřeva s dalšími materiály v kompozitní konstrukce. V současné době se ve světě i u nás velmi uplatňuje spojení dřeva a betonu. Využití kompozitní dřevobetonové konstrukce v pozemním stavitelství je při zesilování a rekonstrukci historických staveb s dřevěnými stropními nosníky nebo deskami a při realizaci nových vícepodlažních dřevostaveb. Současné evropské i světové normy však dostatečně nepokrývají problematiku spřažení těchto dvou materiálů. Navrhování spřažení je tak velmi konzervativní a nevystihuje skutečné chování konstrukce (otlačení dřevěného trámu, otlačení desky, prokluz spřahovacího prvku atd.). Spoje jsou tak velmi významně předimenzovány. Analýza skutečného chování konstrukčního prvku nebo konstrukčního systému může být provedena buď pomocí experimentů, nebo za použití numerického modelování. Mnohdy nákladné experimenty mohou z části nahradit numerické modely, avšak nutnou podmínkou je zavedení výstižných materiálových modelů, které s dostatečnou přesností aproximují reálné vlastnosti a dále zavedení jen nejnutnějších zjednodušujících předpokladů, které nebudou mít vliv na výsledky numerických simulací a jejich shodu s reálným chováním konstrukce. Vždy je však třeba výsledky numerické analýzy verifikovat s experimentem, nebo naopak kalibrovat parametry numerického modelu podle provedených experimentů. Numerické modely tak lze výhodně využít k pravděpodobnostním a spolehlivostním analýzám a optimalizačním studiím, které umožní efektivní využití příslušných fyzikálních vlastností při současném zachování požadavků spolehlivosti na konstrukci [1]. EXPERIMENTY Za účelem poznání chování dřevobetonových konstrukcí je na rok 2012 plánována řada experimentů. Stěžejními experimenty budou zkouška dřevobetonové desky o rozměrech 3x4,5 m za studena (obr. 1) a zkouška stejné desky za požáru ve zkušební peci, které jsou plánovány na říjen tohoto roku. Rozměry jsou omezeny dle rozměrů zkušební pece. Uložení bude kloubové po celém obvodě a deska bude podporována dvěma dřevěnými nosníky v delším směru. Beton bude s rozptýlenou výztuží.

-30-


Obr. 1: Spřažená dřevovláknobetonová deska Fig. 1: Timber-fibre concrete composite slab V návaznosti na tento výzkum je vyrobeno 9 zkušebních těles na protlačovací zkoušku (obr. 2) a jedno zkušební těleso délky 4,5 m a šířky 1 m na zkoušku nosníku.

Obr. 2: Protlačovací zkouška (podle ČSN EN 26891) Fig. 2: Shear test (according to ČSN EN 26891) Ve všech případech bude aplikován vláknobeton s běžným podílem standardních ocelových vláken FX 60-0,8. Dřevěná část bude vyrobena z lepeného lamelového dřeva třídy GL24h. Spřažení bude ve všech případech realizováno spřahovacími vruty TCC průměru 7,3 mm a délky 150 mm, aplikovanými pod úhlem 45°ve dvou řadách s roztečí 100 mm v podélném směru a 40 mm v příčném směru. Výroba zkušebních těles bude probíhat v laboratořích Fakulty stavební, v laboratořích Ústavu teoretické a aplikované mechaniky a v požární zkušebně ve Veselí nad Lužnicí.

-31-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Hlavním cílem projektu bude posouzení materiálových vlastností, návrhového modelu a konstrukčních limitů při použití membránového působení stropní konstrukce s deskou vyztuženou jen ocelovými vlákny. Na všech zkouškách bude sledován hlavně průhyb a typ porušení desky a poté se ověří správnost analytického modelu. NUMERICKÉ MODELOVÁNÍ DŘEVOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Při vytváření numerického modelu kompozitních konstrukcí musí být uvažovány čtyři hlavní faktory, kterými jsou materiálové vlastnosti, geometrické vlastnosti, vnitřní a vnější spolupůsobení mezi jednotlivými prvky a uspořádání sestavy zkoušky, použité při experimentu. V tomto modelu byly za nejdůležitější faktory uvažovány materiálové vlastnosti, popisující elasticitu, plasticitu a zpevnění, drcení betonu, spolupůsobení mezi materiály, uvažující kontakt se třením a geometrické nelinearity, způsobené velkými deformacemi ve zkoušeném vzorku [2]. Správné fungování modelu je ovlivňováno správným zavedením materiálu (dřevo, beton, spřahovací prostředky) a spolupůsobením jednotlivých makroprvků modelu (dřevěný trám, betonová deska, spřahovací prostředky). Na základě těchto faktorů budou výsledkem pracovní diagramy použitých materiálů, jejich porovnání se skutečně provedenými zkouškami a konečný pracovní diagram stropní konstrukce pro danou tloušťku betonové desky. Spojení je v úvodních srovnávacích numerických analýzách vytvořeno jako dokonale tuhé. V dalším kroku je zaveden nelineární model spojitého spřažení, jehož parametry budou získány na základě provedených protlačovacích zkoušek. Současně probíhá tvorba numerického modelu s diskrétním modelováním spřahovacích prvků. Pro komplexní numerické modely spřažení je výhodné modelovat spřažení jako spojité, kdy po podrobné specifikaci materiálových charakteristik, podložených skutečně provedenými zkouškami a sérií numerických modelů lze získat numerický model přijatelné výpočtové náročnosti. Diskrétní modelování spřažení lze použít v menších modelech soustředících se na chování materiálů v okolí spřahovacího trnu, např. vývoj napětí a deformace okolních materiálů a i trnu samotného. Na závěr bude provedeno porovnání diskrétního způsobu modelování s rozetřeným na základě výsledků protlačovacích zkoušek [3]. Materiálový model dřeva byl nejprve zvolen jako lineárně elastický, což bylo v počáteční fázi numerických simulací přijatelné zjednodušení, později je idealizován bilineárním diagramem s materiálovými parametry odpovídajícími třídě GL24h. Modelování dřeva je ale obecně ještě složitější. Z těchto důvodů budou provedeny některé předběžné analýzy za účelem vyzkoušení různých možností a výsledky budou získány s ortotropním materiálem bez rozdílu mezi radiálními a tangenciálními vlastnostmi. Materiálový model betonové desky byl v prvním kroku volen jako lineárně elastický. V další fázi postupného zavádění nelinearit bude aplikován nelineární materiálový model vláknobetonů, získaný inverzní analýzou výsledků zkoušek v tlaku a v příčném tahu krychlí o hraně 150 mm a trámů 4bodovým ohybem. Pro vyhodnocení předešlých výzkumů a simulací v komplexním modelu stropní konstrukce byl zvolen model 4 trámů délky 4500 mm, osové vzdálenosti 1000 mm s deskou tloušťky 60 mm a objemem vyztužení 70 kg/m3. Numerická analýza byla provedena s dokonale tuhým spřažením a lineárně pružnými materiálovými modely obou komponent. Pro prostorový model byly použity dva konečné prvky: SOLID45, SOLID65. Prvek SOLID45 byl použit pro dřevo a prvek SOLID65 pro beton. Zdrojový soubor byl zhotoven tak, aby umožňoval změnu všech parametrů, kterými je definována geometrie a materiálové vlastnosti modelu. Je tak možné např. měnit tloušťku betonové vrstvy a průřez dřevěného prvku a v budoucnu bude možné provést studii přiléhavosti materiálového modelu s vlivem různých parametrů. Výsledný průběh napětí od rovnoměrného zatížení fd = 4 kN/m2 je na obr. 3a,

-32-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 průhyb nosníku na obr. 3b. Numerické simulace v současné době probíhají, proto jsou v tomto příspěvku prezentovány pouze dílčí výsledky.

Obr. 3: Výsledky numerického modelu výpočtu MKP, a) normálové napětí, b) průhyb Fig. 3: Numerical model of timber-concrete composite slab, a)stress, b) vertical deformation ZÁVĚR Výzkum si klade za cíl zlepšit znalosti na poli požárního návrhu dřevobetonových konstrukcí a obecně tak umožnit inženýrské veřejnosti jejich bezpečný a ekonomický návrh. Snahou bude rovněž vypracovat studii možností provádění podélného smykového spřažení u těchto konstrukcí tak, aby i za požáru fungovalo optimální spolupůsobení obou materiálů. Vzhledem k absenci výpočtu požární odolnosti dřevobetonových konstrukcí v Eurokódu si autorka klade za cíl vytvořit zjednodušený analytický modelu pro stanovení požární odolnosti. K rozšíření zkoušky chování dřevobetonových konstrukcí byl pro tvorbu nelineárních numerických modelů využit program ANSYS 13. Numerický model se skládá z mechanické a teplotní analýzy konstrukce. Parametry materiálových modelů spřažení budou odvozeny na základě chystaných protlačovacích zkoušek v laboratořích Fakulty stavební, ČVUT a Ústavu teoretické a aplikované mechaniky. Verifikace parametrů materiálových modelů spřažení, odvozených z chystaných zkoušek, bude provedena nelineární numerickou simulací experimentů. Podmínkou pro výstižnou numerickou simulaci bude zavedení reálného materiálového modelu, tedy vztahu mezi přetvořením ε a napětím σ [4]. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS11/109/OHK1/2T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Petřík V., Philipp N., Křístek V., Půlpán M.: Full-scale testy kompozitních konstrukcí FRC-dřevo a UHPFRC-dřevo. 18. konference Betonářské dny, Sekce: Mosty 2, str. 337-342, 2011 [2] Dias A.M.P.G., Van de Kuilen J. W., Lopes S., Cruz H.: A non-linear 3D FEM model to simulate timber-concrete joints. Advances in Engineering Software 38, 2007 [3] Šlapka P.: Numerická simulace chování spřažených dřevovláknobetonových konstrukčních prvků. ČVUT v Praze, Diplomová práce, 2011 [4] Petřík V., Broukalová I.: Some aspect of nonlinear analysis of timber-fibre concrete composite. Fibre Concrete 2011, Prague 2011

-33-


DISKRÉTNÍ MODELOVÁNÍ STYČNÍKŮ S ČELNÍ DESKOU DISCRETE MODELING OF ENDPLATE JOINTS Lukáš Gödrich Abstract This article discusses a new approach to design of endplate joints of steel structures. Component method is nowadays the most commonly used method for the design of joints. This analytical method is simple and reliable for the design of commonly used joints. However, this method is hardly applicable for the design of complex joints. For this reason, it is expected to create a numerical model using finite element method for the design of such complex joints. The research focuses primarily on the accurate modeling and assessment of the end plate and bolts. This part of the joint will be experimentally examined. A numerical model based on this experiment will be created. The numerical model will be calibrated according to the results of experiments. The aim is to create rules for effective time-saving and sufficiently accurate modeling of endplate joints. Key words: joint, finite element method, T-stab, end plate, bolts

ÚVOD S rozvojem výpočetní techniky a nových poznatků v oblasti stavebního inženýrství vznikají stále složitější konstrukce. Ocel, jakožto nejkvalitnější běžně užívaný stavební materiál se pro složité konstrukce s oblibou používá. Se vzrůstající složitostí ocelových konstrukcí vzrůstá také složitost přípojů. Zatímco pro výpočet vnitřních sil prutových konstrukcí se nejčastěji používají výpočetní programy založené na metodě konečných prvků, pro přípoje se běžně využívá metoda komponent. Tato analytická metoda je vhodná a naprosto dostačující pro návrh běžně užívaných přípojů, nelze ji však využít obecně pro jakýkoliv přípoj. Přípoj navržený touto metodou může obsahovat pouze komponenty - části styčníku analyticky již popsané v návrhových normách či odborné literatuře. Z tohoto důvodu je snaha využít pro návrh komplikovaných styčníků metody konečných prvků. Existuje mnoho programů, kterými je možné styčník namodelovat. Sestavení numerického modelu je však velmi pracné. Styčník obsahuje prvky s různým chováním, jako svary či šrouby a problémem zůstává, jak tyto prvky efektivně modelovat. V dostupné literatuře neexistuje návod pro efektivní, časově nepříliš náročné a zároveň dostatečně přesné řešení. Další překážkou je interpretace výsledků, jak posuzovat šrouby či svary. Výstupem numerické analýzy jsou napětí na deskostěnových prvcích, ve většině případů se ale vyskytnou špičky napětí, což vyvolává problém, jak tyto špičky hodnotit. Toto je jen výčet hlavních problémů, které s sebou modelování styčníků metodou konečných prvků přináší. Z těchto důvodů se v současné době tato metoda používá především k výzkumným účelům. Cílem tohoto výzkumu je pokusit se vyřešit problémy modelování styčníků s čelní deskou. Práce je zaměřena především na modelování a posuzování čelní desky se šrouby. EXPERIMENTY Pro vyšetření chování čelní desky v ohybu, šroubů v tahu a jejich vzájemného ovlivňování byl naplánován experiment dvojice T-průřezů spojených dvěma šrouby, namáhaných tahovou silou. Při návrhu experimentu hrály roli především dva protichůdné faktory. Maximální síla, kterou je zkušební zařízení schopno vyvinout, je 400 kN. Proti tomu, styčníky komplikované geometrie se nejčastěji vyskytují na velkých konstrukcích s velkými průřezy spojovanými šrouby velkých průměrů. Z těchto důvodů byly navrženy T-průřezy z velkých válcovaných profilů malé šířky 100 mm spojené dvěma šrouby. Celkem byly navrženy dva různé vzorky. Pro oba vzorky byly navrženy šrouby M24 8.8. T-průřezy byly vytvořeny oddělením pásnice válcovaných průřezů HEB. Velikost T-průřezů byla zvolena tak, aby nastaly první dva způsoby porušení patrné z obrázku 1. Třetí způsob porušení, tedy porušení šroubů, je z hlediska vzájemného ovlivňování chování pásnice a šroubů nezajímavý a proto

-34-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 nebyl experiment na tento způsob porušení zaměřen. Předpokládané způsoby porušení byly určeny analytickou metodou komponent dle [1].

Obr. 1: Způsoby porušení T-průřezu Fig. 1: Failure modes of T-stub Při návrhu vzorků byla pro výpočet únosnosti šroubů v tahu použita charakteristická hodnota meze pevnosti materiálu šroubu. Pro výpočet únosnosti pásnice v ohybu byla použita střední hodnota meze kluzu převzatá ze statistických vyhodnocení skupiny vzorků oceli S235, uvažována hodnotou 304 MPa [2]. První vzorek byl navržen tak, aby při jeho namáhání nastal první způsob porušení vytvořením čtyř plastických kloubů na pásnici T-průřezu. T-průřezy byly vytvořeny z profilu HEB 300 z oceli S235. Pro druhý vzorek se předpokládá druhý způsob porušení vytvořením dvou plastických kloubů na pásnici a přetržením šroubů. T-průřezy pro tento vzorek byly vyrobeny z profilu HEB 400 z oceli S235. Schéma obou vzorků je patrné z obr. 2.

Obr. 2: Schéma obou vzorků Fig. 2: Scheme of the both samples

-35-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Pro zjištění skutečných materiálových charakteristik byly provedeny tahové zkoušky. Zkoušky byly provedeny dle [3]. Vzorky pro tahovou zkoušku byly vyrobeny z odříznutých pásnic HEB profilů, které byly použity pro výrobu T-průřezů. Jak je patrné z obr. 3, vzorky byly vytvořeny tak, aby orientace namáhání při materiálové zkoušce odpovídala orientaci hlavního namáhání pásnice během zkoušky T-průřezů. Z každého HEB průřezu bylo vytvořeno 5 vzorků, celkově tedy dvě sady s pěti vzorky. U první sady vzorků z pásnice profilu HEB 300 byla zjištěna průměrná mez kluzu 405 MPa, což je mnohem vyšší hodnota než byla hodnota 304 MPa uvažovaná pro předběžný návrh. U vzorků z pásnice HEB 400 byla naměřena průměrná hodnota meze kluzu 288 MPa. Tato zjištění vedla ke změnám polohy šroubů tak, aby při zkouškách T-průřezu nastaly plánované způsoby porušení. Konečná geometrie obou vzorků je patrná z obrázku 2.

Obr. 3: Orientace vzorků pro tahovou zkoušku Fig. 3: Orientation of the samples for tensile test Každý T-průřez bude osazen 12-ti odporovými tenzometry. Tyto tenzometry budou umístěny v místech očekávaných plastických kloubů na pásnici T-průřezu. Síly ve šroubech budou měřeny pomocí měřících kroužků KMR400, které budou umístěny pod hlavou šroubů. Dále bude pomocí indukčního snímače měřena vzájemná deformace pásnic obou T-průřezů ve svislé ose. Rozmístění měřících přístrojů je patrné z obr. 4.

Obr. 4: Rozmístění měřících přístrojů během experimentu Fig. 4: Placement of measuring devices during the experiment

-36-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 NUMERICKÁ ANALÝZA Současně s přípravou experimentů probíhá tvorba numerických modelů vzorků. Numerická analýza je prováděna v programu Midas FEA. Tento program umožňuje modelování jak deskostěnových tak prostorových prvků. Z hlediska náročnosti výpočtů a výpočetních možností se jeví jako vhodnější použití deskostěnových prvků. Užitím prostorových prvků se dosahuje přesnějších výsledků, ovšem analýza je časově příliš náročná jak při samotném výpočtu tak při tvorbě modelu a pro návrh styčníků je tedy méně vhodná. Při užití deskostěnových prvků se řešení zjednodušuje, výpočet probíhá mnohem rychleji. T-průřez je tedy modelován pomocí deskostěnových prvků. Jediný problém při užití těchto plošných prvků nastává v místě napojení pásnice na stojinu, kde je potřeba zohlednit zaoblení, které zesiluje toto místo a zároveň posouvá linii plastických kloubů směrem ke šroubům. Pro materiál deskostěnových prvků je navržen pružně-plastický pracovní diagram vycházející z výsledků materiálových zkoušek. Pro modelování šroubů je možné použít prostorové prvky či speciální kontaktní prvky. Použití prostorových prvků, kterými je šroub podrobně namodelován i s hlavou a maticí opět vede k mnohem komplikovanějšímu a zdlouhavému výpočtu, proto jsou šrouby modelovány pomocí kontaktních prvků. Tyto kontaktní prvky je potřeba vyladit tak, aby svým chování reprezentovaly nejen chování samotného šroubu, ale také podložek a svíraných plechů. Výsledky zkoušek budou porovnány s výsledky numerických modelů. Na základě tohoto srovnání bude ověřena správnost numerických modelů a případně budou tyto modely upraveny tak, aby vykazovaly dostatečnou shodu s provedenými experimenty. Po kalibraci numerických modelů bude možné stanovit pravidla pro efektivní modelování. V další fázi výzkumu bude potřeba stanovit pravidla pro posuzování jednotlivých částí. V současné době se pro materiál čelní desky předpokládá elasticko-plastické chování. Posouzení čelní desky může být založeno na maximálním povoleném přetvoření. Dle [4] je maximální povolené přetvoření při uvažování pružně-plastického pracovního diagramu 5 %. ZÁVĚR Cílem disertační práce je stanovit pravidla a doporučení pro modelování styčníků s čelní deskou metodou konečných prvků. Tato pravidla by měla umožnit efektivní, časově nepříliš náročný a zároveň dostatečně přesný návrh styčníků s čelní deskou, pro které nelze využít metodu komponent. Práce je zaměřena především na modelování šroubů v interakci s ohýbanou čelní deskou, což je popsáno pomocí náhradního T profilu. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS11/110/OHK1/2T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Wald F., Sokol Z.: Navrhování styčníků. Praha, ČVUT, 1999, s. 21-35, ISBN 80-01-02073-8. [2] Rozlívka L., Fajkus M.: Statistické parametry ocelí používaných na stavbu ocelových konstrukcí. Sborník konference DYNA 2008, Ústav aplikované mechaniky Brno, 2008. [3] ČSN EN ISO 6892-1: Kovové materiály – zkoušení tahem – Část 1: Zkušební metoda za pokojové teploty, ČNI, Praha, 2009. [4] ČSN EN 1993-1-5: Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1.5: Boulení stěn, ČNI, Praha, 2006.

-37-


ŠÍŘENÍ POŽÁRU VE VÍCEPODLAŽNÍCH BUDOVÁCH TRAVELLING FIRE IN MULTI-STOREY BUILDINGS Kamila Horová Abstract The paper describes fire test in two-floor experimental building performed in September 2011 in Veselí n. L. In upper floor scenario of travelling fire was prepared. As flames were spreading across the compartment considerable temperature gradients appeared. Fire test in middle large compartment has provided important data for design model of travelling fire and its impact on structural behaviour. Key words: travelling fire, fire test, fire load, temperature gradient, CFD method

ÚVOD Z požárů na skutečných budovách je zřejmé, že v požárních úsecích dochází častěji k postupnému šíření požáru než k prostorovému vzplanutí. V moderních budovách je díky rozlehlým neděleným prostorům, propojeným podlažím a átriím výskyt nerovnoměrného zahřívání konstrukce výraznější. Při požárech, které se v minulosti odehrály na skutečných budovách v New Yorku – budovy 1, 2 a 7 Světového obchodního centra (World Trade Center), v Madridu – Windsor Tower a v Delftu – budova Fakulty architektury, bylo postupné šíření požáru pozorováno. Tyto požáry vedly k porušení konstrukce budov. Vzhledem k závažnosti vlivu rozdílných teplot na konstrukci a chybějícím datům z experimentů, které by ověřily současné modely šíření požáru, byl v září roku 2011 přichystán požární experiment, který umožní studium šíření požáru ve středně velkém požárním úseku a poskytne dostatek informací o vlivu na chování ocelobetonové konstrukce. POŽÁRNÍ ZKOUŠKA V průběhu roku 2011 se naskytla možnost spolupráce na evropském projektu COMPFIRE, grantu RFCS výzkumu Evropského sdružení pro uhlí a ocel, jehož hlavním cílem je návrh požárně spolehlivé ocelobetonové konstrukce budovy. České vysoké učení v Praze se na projektu podílelo v oblasti přestupu a vedení tepla v konstrukci. Součástí projektu byly dvě požární zkoušky na experimentálním objektu. V rámci požární zkoušky v horním podlaží administrativní budovy ve Veselí nad Lužnicí byl přichystán požární scénář, který umožnil studium modelu šíření požáru, ověřil předpověď požáru numerickou metodou CFD (z ang. Computational Fluid Dynamics) a poskytl informace o chování ocelobetonové konstrukce při šíření požáru. Experimentální objekt představující část administrativní budovy byl navržen z ocelobetonové konstrukce o půdorysných rozměrech 10,4 x 13,4 m, výšky 9 m. V každém podlaží byl umístěn okenní otvor 2 m x 5 m s parapetem výšky 1,2 m bez výplně. Nosná konstrukce je podrobně popsána v [1] a [2]. Požární zatížení v horním podlaží bylo navrženo z dřevěných latí o rozměrech 50/50/1000 mm umístěných do 24 hranic na ploše 24 m2. Celkový objem paliva byl 2,52 m3 dřeva (9,9 kg/m2). Použité požárního zatížení odpovídalo hodnotě 173,5 MJ/m2. Smrkové dřevo mělo vlhkost 12 %. K zapálení dřevěných hranic sloužil tenkostěnný U profil vyplněný minerální vatou napuštěnou petrolejem umístěný při jižní fasádě objektu. Lineární zdroj zapálení na okraji požárního zatížení zajistil šíření požáru od jižní k severní straně požárního úseku, viz obr. 1a. Na obr. 1b je fotografie z průběhu experimentu. Obr. 2 dokumentuje požární zatížení před a po požární zkoušce. Průběh požáru v 5., 10., 15., 20., 25., 30., 35. a 40. min je zachycen na obr. 3.

-38-


a) b) Obr. 1: a) Schéma požárního zatížení v horním podlaží experimentální budovy, b) Fotodokumentace z průběhu požární zkoušky v horním podlaží Fig. 1: a) Scheme of fire load in upper floor of experimental building, b) Picture from fire test in upper floor

b) a) Obr. 2: Požární zatížení a) před zkouškou, b) po vyhoření paliva Fig. 2: Fire load a) before the fire test, b) after the fire test Teplota plynu v požárním úseku byla měřena pomocí 20 plášťových termočlánků o průměru 3 mm. Byly umístěny na úrovni spodní a horní pásnice nosníků (TG2-TG4, TG6-12) a (TG1, TG5). Teplotní profil po výšce požárního úseku byl měřen 7 termočlánky (TG14-TG20) v jihovýchodním rohu úseku, viz obr. 4 a. Na obr. 4 b jsou uvedeny některé z naměřených hodnot na termočláncích TG2, TG3 a TG4, které jsou umístěny ve směru šíření požáru. Hodnoty potvrzují šíření plamenů od místa zapálení ke straně protější. V 15. min byla na termočlánku TG2 naměřena hodnota blízká 900 °C, zatímco na termočlánku TG4 teplota ve stejném čase dosahovala teprve necelých 500 °C, přičemž vzdálenost mezi termočlánky TG2 a TG4 činila pouhých 6 m. Teplotní rozdíl až 400 °C potvrzuje výskyt nehomogenních teplotních polí v požárním úseku. Nejvyšší teplota 979 °C byla naměřena ve 26. min na termočlánku TG3 v blízkosti sloupu B2, viz obr. 5. Při požární zkoušce nedošlo k celkovému vzplanutí.

-39-


Obr. 3: Fotodokumentace šíření požáru z 6. 9. 2011 ve Veselí n. L. Fig.3: Spreading of fire during fire test on September 6th, 2011 in Veselí n.L.

Čas/Time

TG2

TG3

TG4

[min]

[°C]

[°C]

[°C]

1,0

32,29

29,46

25,68

5,0

238,49

199,48

153,31

10,0

495,32

398,94

301,71

15,0

891,56

639,31

471,85

20,0

938,74

901,64

740,21

25,0

925,08

966,34

769,57

30,0

721,32

788,65

773,57

a) b) Obr. 4: a) Schéma rozmístění plášťových termočlánků – půdorys, b) Tabulka naměřených hodnot Fig.4: a) Scheme of jacketed thermocouples – groundplan, b) Table of measured values

-40-


Obr. 5: Naměřené teploty plynu ve směru šíření požáru a normová křivka Fig. 5: Measured temperatures of gas in direction of spreading of fire and nominal curve Kromě plášťových termočlánků bylo nainstalováno 7 deskových snímačů teploty. Díky deskovým snímačům teploty bylo možno měřit adiabatickou povrchovou teplotu, kterou lze využít při porovnání s numerickým modelem metodou CFD. Nejvyšší teplota byla naměřena 100 mm pod dolní pásnicí nosníku č. 2 v 19. min hoření (988 °C). Na ostatních destičkových termočláncích bylo maximálních teplot dosaženo mezi 17. a 25. min. ZÁVĚR Požární experiment v horním podlaží zkušebního objektu ve Veselí n. L. popisuje scénář šíření požáru. Naměřené teplotní rozdíly až 400 °C potvrzují výskyt velkých teplotních gradientů ve středně velkých požárních úsecích. Teplotní rozdíly, které mohou být u větších požárních úseků vyšší, výrazně ovlivňují chování konstrukce. Výsledky experimentu rovněž potvrzují fakt, že tradičními návrhovými modely nelze pokrýt všechny požární scénáře vyskytující se v reálných objektech. Cílem disertační práce je vytvořit numerický model šíření požáru, model ověřit a zjednodušit do analytických řešení, které budou aplikovány na chování stropní konstrukce s uvažováním deskového působení. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen projektem LD11039 a grantem SGS č. SGS12/122/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Wald, F., Jána, T., Horová, K.: Design of joints to composite columns for improved fire robustness to demonstration fire tests, Česká technika – nakladatelství ČVUT, 2011 [2] Jána,T., Wald, F., Jirků, J., Zíma, P.: Požární zkoušky na dvoupodlažní experimentální budově, Konstrukce, roč. 2011, č. 6, s. 57-59 [3] Horová, K., Jána, T., Wald, F.: Modelování požáru ve Veselí nad Lužnicí, Konstrukce, 2012, roč. 11, č. 1, s. 43-45 [4] Stern-Gottfried J., Rein G., Bisby L., Torero J.: Experimental Review of the Homogeneous Temperature Assumption in Post-Flashover Compartment Fires, Fire Safety Journal (45), 2010, s. 249-261

-41-


PRŮŘEZY 4. TŘÍDY ZA ZVÝŠENÉ TEPLOTY CLASS 4 SECTIONS AT ELEVATED TEMPERATURE Jan Hricák Abstract The steel cross-sections behave stable or unstable. The behavior of slender cross sections of steel beams is influenced by local buckling. The buckling can be observed on beam web and/or flange and reduce the load bearing capacity of the beam. Design models adopted for daily design procedures are based on the so-called effective width approach. The design at fire situation is simplified which means that the same effective cross section as for cold design is used neglecting the changes of stiffness of steel. The research is focused on getting the knowledge of behaving of steel beams with welded Class 4 cross-sections exposed to high temperatures. Key words: compressive resistance, temperature, slender cross-sections, class 4 cross-sections

ÚVOD Běžnou praxí posledních let se díky zavedení evropských návrhových norem pro stavební konstrukce stalo posouzení nosné konstrukce nejen při běžné návrhové situaci, ale i při požáru [1], [2]. Oblast výzkumu štíhlých průřezů je velmi důležitá, protože posouzení i konstrukční zásady štíhlých průřezů jsou velmi specifické a zpravidla náročnější než pro běžné průřezy. Spolu s případnými globálními problémy zahrnuje jejich chování i řadu lokálních jevů jako je boulení tlačených částí. Požární odolnost tenkostěnných průřezů (tzn. třídy 4) představuje jednu z oblastí požární odolnosti ocelových konstrukcí, která není dosud uspokojivě vyřešena. Dílčí výsledky přinesl výzkum na ČVUT z let 2002-2005, který se zabýval požární odolností plošných tenkostěnných konstrukcí, tzn. střešních plášťů s nosným prvkem tvořeným trapézovými plechy. Zvýšení spolehlivosti v požárním návrhu takové konstrukce je možné dosáhnout zapojením vláknového chování, kdy plech při požáru nepřenáší ohybové momenty v důsledku velmi malé ohybové tuhosti, ale po zdeformování působí jako membrána, tzn. přenáší tahovou sílu. Pro spolehlivé působení je třeba zajistit přenos těchto sil v podporách jednak šroubovým přípojem plechu, tak dostatečnou tuhostí podpor. Tento model je ale použitelný pouze pro některé konstrukční prvky a nehodí se pro tenkostěnné ohýbané svařované nosníky tvaru I nebo H. Pro takové prvky je třeba vyvinout originální model zohledňující ohybové chování při požáru, neboť stávající modely jsou konzervativní. Samotná disertační práce je zaměřena na získání poznatků o chování ocelových nosníků se svařovanými štíhlými průřezy 4. třídy vystavených vysokým teplotám. V experimentální části bude ověřen vliv vysokých teplot na boulení tlačených částí průřezu. ANALYTICKÁ STUDIE PRO PŘÍPRAVU EXPERIMENTŮ Hlavním cílem výzkumu je získat poznatky o chování ocelových nosníků se svařovanými průřezy 4. třídy vystavených vysokým teplotám. V experimentální části bude ověřen vliv vysokých teplot na boulení tlačených částí průřezu. Předpokládá se provedení čtyř zkoušek se dvěma typy průřezu, zkoušeny budou prosté nosníky namáhané čtyřbodovým ohybem (viz obr. 1). Nosníky budou zahřívány pomocí elektrické odporové rohože, v průběhu zkoušky bude udržována jejich konstantní teplota 450°C nebo 650°C, a budou zatěžovány vzrůstající silou až do vyčerpání únosnosti. Tyto experimenty budou doplněny řadou materiálových zkoušek při vysokých teplotách.

-42-


Obr. 1: Schéma experimentu Fig. 1: Scheme of the experiment

Pro experimenty jsou navrženy dva typy svařovaných průřezů, které reprezentují průřezy 4. třídy a v dostatečné míře pokrývají problematiku lokální stability stěn. Průřez A má stojinu ve 4. třídě ( λ p = 1,439 ) a pásnice jsou ve 3. třídě ( λ p = 0,661 ), viz obr. 2a. Průřez B má stojinu ve 4. třídě ( λ p = 1,454 ) a pásnice jsou ve 4. třídě ( λ p = 1,182 ), viz obr. 2b. b)

a)

Obr. 2: Průřezy navržené pro experiment: a) Průřez A, b) Průřez B Fig. 2: Cross sections designed for experiment: a) Cross sections A, b) Cross sections B DESKOVÁ ŠTÍHLOST ZA VYSOKÝCH TEPLOT Základní vzorec pro deskovou štíhlost [3], [4]: fy fy bt = λp = = 2 2 σ cr E π E kσ  t  0,95   2 fy 12 (1 − ν )  b 

= kσ

b 28,4 t ε

kσ

Modul pružnosti E a mez kluzu fy jsou hodnoty, které jsou obě závislé na teplotě. Pro zjednodušení je zaveden ε = 235 f y , který se za požární situace redukuje podle [1] třemi rozdílnými přístupy, pak platí ε = ε θ :

a) ε θ =

k E ,θ k y ,θ

235 235 , b) ε θ = 0,85 , c) ε θ = fy fy

k E ,θ k p 0.2,θ

235 fy

a) přesné vyjádření, b) zjednodušené vyjádření, c) pro průřezy 4. třídy. Zavedená hodnota ε se redukuje poměrem redukčních součinitelů modulu pružnosti (kE,θ) a meze kluzu (ky,θ) v přesném vyjádření - a), ve zjednodušeném vyjádření - b) se daný poměr nahrazuje konstantou 0,85. V případě průřezů 4. třídy - c) je redukční součinitel meze kluzu (ky,θ) nahrazen redukcí pro ocele s nevyjádřenou mezí kluzu (kp0.2,θ). Změnu deskové štíhlosti pro stojinu a pásnici obou navržených průřezu v závislosti na vzrůstající teplotě můžeme sledovat na následujících grafech (viz obr. 3).

-43-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Je vidět, že různé redukce materiálových charakteristik uvedené v ČSN EN 1993-1-2 do značné míry ovlivňují změnu štíhlosti.

°C

°C

3c) štíhlost stojiny průřezu B 3c) web slenderness of cross-section B

3a) štíhlost stojiny průřezu A 3a) web slenderness of cross-section A

°C

°C

3d) štíhlost pásnice průřezu B 3d) flanges slenderness of cross-section B

3b) štíhlost pásnice průřezu A 3b) flanges slenderness of cross-section A

Obr. 3: Deskové štíhlosti za vysokých teplot - průřez A (3a, 3b), průřez B (3c, 3d) Fig. 3: Plate slenderness at high temperatures - cross-section A (3a, 3b), cross-section B (3c, 3d) PŘEDBĚŽNÝ NUMERICKÝ MODEL Předběžné chování nosníků při vysokých teplotách bylo simulováno numericky (MKP model v programu Abaqus). Bylo použito deskostěnového modelu s lineárními materiálovými vlastnostmi závislými na teplotě (nominální hodnota meze kluzu, pružné chování, redukce mechanických vlastností podle údajů z ČSN EN 1993-1-2). Globální a lokální imperfekce tlačených částí (zakřivení celého nosníku, zvlnění volných okrajů pásnic, zvlnění stojiny nosníku) byly zavedeny podle předpokládaného tvaru vybočení, jejich velikost odpovídá údajům z literatury [5]. Globální vlastní tvar vybočení – amlituda imperfekce A1 je 1/300 vzdálenosti bočních podpěr L (viz obr. 4a). Lokální vlastní tvar vybočení A2 – amplituda imperfekce je 1/200 šířky stěny H či pásnice B (viz obr. 4b). a)

A1

b) A2 H

L

Obr. 4: Imperfekce - a) globální, b) lokální Fig. 4: Imperfections - a) global, b) local

-44-

B

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Jak již bylo řečeno, budou provedeny čtyři testy. V testu 1 a 2 bude průřez A zahřát na teplotu 450°C a 650°C a zatížen dle statického schématu na obr. 1. Stejným způsobem budou provedeny testy 3 a 4 pro průřez B. Průběh zatěžování získán z předběžného numerického modelu můžeme sledovat na obr. 5.

Obr. 5: Závislost deformace na působící síle podle numerického modelu Fig. 5: The dependence of the deformation force applied by the numerical model ZÁVĚR Po provedení všech testů bude vyladěn model pro simulaci průběhu provedených experimentů, což umožní lépe pochopit zákonitosti chování těchto nosníků při vysokých teplotách. Model bude založen na zjednodušeném modelu použitém pro návrh nosníků a přípravu experimentů. Proti původnímu zjednodušenému modelu ale bude doplněn o skutečné materiálové vlastnosti a o imperfekce změřené na zkoumaném nosníku před experimentem. Podrobnou analýzou provedených experimentů a porovnáním naměřených a vypočtených hodnot bude možno získat doplňující informace o chování nosníku. Numerický model současně poslouží ke zpracování studie zkoumající vliv různých parametrů na chování nosníků. Mezi zkoumané parametry patří především štíhlost tlačených částí nosníku (poměr šířky a tloušťky pásnice, poměr výšky stěny nosníku a její tloušťky), která má rozhodující vliv na boulení. Mezi další vlivy patří průběh napětí v posuzované části (konstantní, lineární), stupeň využití (poměr mezi působícím napětím a skutečnou mezí kluzu s ohledem na teplotu nosníku), tvar a velikost počátečních imperfekcí a další. OZNÁMENÍ Tento výzkum je podpořen výzkumným grantem SGS11/111/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Wald F.: Výpočet požární odolnosti stavebních konstrukcí. Vydavatelství ČVUT, 2005. ISBN 8001-03157-8. [2] Buchanan A. H.: Structural Design for Fire Safety, New Zealand: 2001. ISBN 0-471-88993-8. [3] Škaloud M.: Navrhování pásů a stěn ocelových konstrukcí z hlediska stability, Vydavatelství Academia, Praha 1988 [4] Březina V.: Stabilita tenkých stěn, Státní nakladatelství technické literatury, Praha 1963 [5] ČSN EN 1993-1-5 Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí - Část 1-5: Boulení stěn, ÚNMZ, 2007

-45-


TEPLOTA PŘÍPOJŮ NOSNÍKU NA SLOUP PŘI POŽÁRU TEMPERATURE OF BEAM TO COLUMN CONNECTIONS AT FIRE Tomáš Jána Abstract Doctoral Thesis is focused to the temperature distribution in the reverse channel connections and fin plate connections to concrete filled tubular column during the fire. The heat transfer into the joints is predicted by FE simulation and validated on the full scale fire tests on an experimental building. Analytical model for the simple prediction of the temperature distribution will be developed. Key words: reverse channel, fin plate, heat transfer, fire design, fire test

ÚVOD Pro stanovení požární odolnosti přípoje je třeba znát teplotu jeho jednotlivých částí během požáru. Rozvoj teploty lze odhadnout buď z teploty spodní pásnice uprostřed rozpětí připojovaného nosníku, nebo metodou, která využívá součinitel průřezu Am/V, viz [1]. Výzkum prováděný v rámci dizertační práce je zaměřen na predikci rozvoje teplot druhou z uvedených metod v přípoji pomocí U profilu a v přípoji deskou na stojinu. V obou případech jsou vyšetřovány přípoje ocelobetonových nosníků na sloupy kruhového průřezu vyplněné betonem.

IPE 240 - POŽÁRNE CHRÁNEN / FIRE PROTECTED

IPE 270

2

IPE 240 - PROT. HEB 200

IPE 270

IPE 220 / IPE 330

IPE 220

PODLAŽÍ 2 / FLOOR 2

IPE 270


4000

POŽÁRNÍ ZKOUŠKA Č. 2 / FIRE TEST NO. 2

IPE 270

HEB 200

TR 245/8

POŽÁRNÍ ZKOUŠKA Č. 1 / FIRE TEST NO. 1

IPE 330

PODLAŽÍ 1 / FLOOR 1

4000

IPE 270

TR 245/8

IPE 270

HEB 200 700

TR 245/8 COFRAPLUS 60 (60 mm) C 30/37 (60 mm) SÍT / MESH 5/100/100, fy = 420 MPa


6000

10400


TR 245/8

1

TR 245/8

1000

HEB 200

IPE 240 - CHRÁN./ PROT.

3000

IPE 240 - CHRÁN./ PROT.

3

IPE 220 / IPE 330

700

Požární odolnost konstrukcí se tradičně hodnotí na základě normových zkoušek jednotlivých konstrukčních prvků. Skutečné rozložení teplot v konstrukci lze však stanovit jen zkouškou na skutečném objektu. Proto jsou součástí výzkumu dvě požární zkoušky na experimentálním objektu ve skutečném měřítku s realistickými požárními scénáři, viz obr. 1.

IPE 240 - PROT.

OKNO / WINDOW 5000 2000 (1200) 700

9000

3000

700

A

B

C

13400

A

B

C

Obr. 1: Půdorys a řez konstrukce experimentálního objektu Fig. 1: Ground plan and vertical section of experimental building Při vystavení ocelové/ocelobetonové konstrukce vysokým teplotám při požáru nemají být přípoje rozhodující částí konstrukce. Teploty přípojů jsou při zahřívání konstrukce nižší než teploty připojovaných nosníků a při chladnutí jsou naopak vyšší. Požární ochranou přípojů požárně nechráněných nosníků se sníží přestup tepla do přípojů. Teploty během požáru dosáhnou významně nižších hodnot v porovnání s teplotami požárně nechráněných přípojů. Vybrané přípoje na experimentálním objektu byly požárně ochráněny stříkanou omítkovou směsí.

-46-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 ANALYTICKÉ MODELY PŘESTUPU TEPLA DO PŘÍPOJE Požárně nechráněné přípoje Analytický model je založen na přírůstkové metodě, která využívá rovnosti tepla potřebného k ohřátí oceli s přiváděným množstvím tepla z požáru do přípoje během krátkého časového intervalu, což lze vystihnout vztahem:

∆θ a ,t (1) h&net = h&net ,c + h&net ,r = ∆t kde je h&net celkový tepelný tok, h&net ,c tepelný tok sdílený prouděním, h&net ,r tepelný tok sdílený sáláním, ∆θ a,t změna teploty oceli a ∆t změna času. Přírůstek teploty v nechráněném ocelovém průřezu je:

∆θ a ,t = K sh

Am / V & hnet ∆t ca ρ a

(2)

kde K sh je pro konstrukce zahřívané podle nominální normové křivky součinitel zastínění, Am / V součinitel průřezu, a c a , ρ a měrné teplo a objemová hmotnost oceli. Výsledky předešlého výzkumu [2] potvrdily vhodnost použití součinitelů průřezu pro jednotlivé oblasti přípoje, na které byly přípoje pomyslně rozděleny. Přitom různým komponentám, které jsou ve stejné oblasti přípoje, může být přisuzována stejná teplota. Například pro oblast stojiny U profilu, čelní desky, šroubů, části stojiny nosníku v oblasti přípoje a přiléhajících svarů byl součinitel průřezu definován ve tvaru:

2 (3) t1 + t 2 kde t1 je tloušťka čelní desky a t 2 je tloušťka stojiny U profilu. Jedním z cílů této práce je potvrzení Am / V =

či upravení vhodných vztahů pro výpočet součinitele průřezu, které byly stanoveny porovnáním výsledků zkoušek v peci a analytického modelu na univerzitě v Manchesteru. Pro zpřesnění předpovědi teploty přípoje se pro popis proudění a sálání připravují pro jednotlivé oblasti přípoje součinitele zastínění a výpočet odvodu tepla do chladnějších částí konstrukce nad betonovou stropní deskou. Požárně chráněné přípoje V rámci dizertační práce bude navržen i analytický model pro požárně chráněné přípoje požárně nechráněných nosníků, který bude vycházet z přírůstkové metody pro chráněné ocelové prvky a z určení vhodného součinitele průřezu, součinitelů zastínění a výpočet vedení tepla podobně jako u požárně nechráněných přípojů. NUMERICKÉ MODELY PŘESTUPU TEPLA DO PŘÍPOJE Numerické modely přestupu tepla do konstrukce, které jsou v současné době rozpracovány, budou kalibrovány dle zkušebních výsledků. Vytvoření modelů je rozděleno do několika samostatných kroků. Geometrie přípojů je sestavována v CAD softwaru Autodesk Inventor 2010. Zadání okrajových podmínek a vytvoření sítě konečných prvků umožňuje program GiD 8.0.9. Výpočet probíhá v procesoru SAFIR 2011, viz [3]. Pro zobrazování výsledků je použit program Diamond 2011, viz [4]. Geometrie přípojů je rozdělena na trojrozměrné objemové šestistěnné prvky typu solid s osmi uzly, přičemž každý uzel má jeden stupeň volnosti, tj. teplotu. Vstupní hodnoty materiálů (tepelné vlastnosti) jsou uvažovány jako charakteristické z příslušných materiálových norem, jelikož nebyly prováděny žádné materiálové zkoušky. Vstupní hodnoty zatížení představují naměřené teploty plynu v požárním úseku (pro části konstrukce pod betonovou deskou) a vně požárního úseku (pro části konstrukce nad betonovou deskou) z již provedených požárních zkoušek na skutečné konstrukci.

-47-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 EXPERIMENTY V září 2011 byly uskutečněny dvě požární zkoušky na experimentálním objektu v areálu požární zkušebny ve Veselí nad Lužnicí, které navázaly na sedm velkých požárních experimentů budovy s ocelobetonovou nosnou konstrukcí v Cardingtonu, na experiment v budově čpavkovny v Ostravě a na zkoušku podlaží ocelobetonové administrativní budovy v Mokrsku provedených v minulých letech. Dvoupodlažní konstrukce o půdorysných rozměrech 10,4 x 13,4 m a výšce 9 m představovala část typické administrativní budovy. Ocelobetonové stropy z trapézového plechu, betonové desky a prostě uložených nosníků průřezů IPE byly uloženy na ocelové sloupy průřezu HEB a ocelobetonové sloupy kruhového průřezu. Požárním nástřikem byly chráněny obvodové nosníky, ocelové sloupy, příhradová ztužidla a vybrané přípoje. Plášť byl navržen jako skládaný z ocelových kazet, minerální vlny a vnějšího trapézového plechu. Požární zatížení bylo tvořeno hranicemi z dřevěných hranolů o vlhkosti 12 %. Ventilaci při každé zkoušce zajistil okenní otvor velikosti 5 x 2 m. Více se lze dočíst v [5]. Hlavním cílem požárních zkoušek bylo sledování přestupu tepla do ocelobetonové konstrukce a následné stanovení vzájemného ovlivnění požárně nechráněných a chráněných částí konstrukce. Teplota konstrukce a plynu v požárním úseku byla měřena vždy 120 plášťovými termočlánky, sedmi deskovými snímači teploty a třemi termokamerami. Při zkouškách byly mimo jiné získány teploty v požárně nechráněných přípojích i v přípojích ochráněných nástřikem z minerální vlny a cementu (požární ochrana Promaspray F250), viz obr. 2 a 4. Na obr. 3 a 5 jsou uvedeny typické příklady rozdělení teplot po přípojích během druhé zkoušky, kdy vývoj teploty plynů v 1. NP odpovídal požárnímu scénáři v úseku běžné administrativní budovy (cca 1000 °C v 60. minutě požáru).

TC57 TC56 TC59

TC60 TC61

TC58

Obr. 2: Rozmístění termočlánků na požárně nechráněném přípoji s U profilem Fig. 2: Position of thermocouples on reverse channel connection without fire protection Teplota/ Temperature [°C]

- Teplota plynu / Gas temperature - Spodní pásnice nosníku uprostřed rozpětí / Lower beam flange at mid-span - Stojina nosníku / Beam web (TC56) - Spodní šroub / Lower bolt (TC58) - Pásnice U profilu / Reverse channel flange (TC60) - Svar U profilu / Reverse channel weld (TC61) Čas / Time [min]

Obr. 3: Naměřené teploty v požárně nechráněném přípoji s U profilem Fig. 3: Measured temperatures at reverse channel connection without fire protection

-48-


TC66

TC63 TC62 TC65 TC64

Obr. 4: Rozmístění termočlánků a požární ochrana na přípoji s U profilem Fig. 4: Position of thermocouples and fire protection on reverse channel connection Teplota/ Temperature [°C]

- Dolní pásnice nosníku uprostřed rozpětí / Lower beam flange at mid-span - Teplota plynu / Gas temperature - Stojina nosníku / Beam web (TC62) - Pásnice U profilu / Reverse channel flange (TC66) - Dolní šroub / Lower bolt (TC64)

Čas / Time [min]

Obr. 5: Naměřené teploty v požárně chráněném přípoji s U profilem Fig. 5: Measured temperatures at reverse channel connection with fire protection ZÁVĚR Cílem dizertační práce je příprava analytických a numerických modelů rozdělení teploty v přípoji nosníku na ocelobetonový sloup pomocí U profilu a v přípoji deskou na stojinu při požáru. Pro požárně nechráněný nosník jsou oba přípoje uvažovány ve dvou verzích: požárně nechráněné i požárně chráněné. Hodnotnými výstupy práce bude článek v impaktovaném časopise a užitný vzor přípoje s U profilem. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož dílčí výsledky jsou prezentovány v tomto příspěvku, byl podpořen výzkumnými granty RFCS COMPFIRE č. RFSR-CT2009-0021 a SGS12/122/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] CESTRUCO, Design of Structural Connections to Eurocode 3 – Frequently Asked Questions. Ed. Moore D.B., Wald F.: Building Research Establishment Ltd, Watford, 2003, ISBN 80-01-02838-0, http://www.fsv.cvut.cz/CESTRUCO. [2] Ding J., Wang, Y. C.: Temperatures in unprotected joints between steel beams and concrete filled tubular columns in fire. Fire Safety Journal, 2009, s. 16-32. [3] Franssen J.-M.: SAFIR - A Thermal/Structural Program Modelling Structures under Fire. Engineering Journal, AISC, 42/3, 2005, s. 143-158, http://hdl.handle.net/2268/2928. [4] Pienta, D. I., Franssen J. M., Peigneux C.: Diamond 2011.a.2, University of Liege, 2011. [5] Wald F., Jána T., Horová K.: Design of joints to composite columns for improved fire robustness – to demonstration fire tests. Czech Technical University in Prague, 2011, s.25, ISBN 978-80-01-04871-9.

-49-


POŽÁRNÍ ODOLNOST ZINKOVANÝCH PRVKŮ FIRE RESISTANCE OF GALVANISED MEMBERS Jiří Jirků Abstract This paper deals with executed fire tests, which were focused on specification of emissivity of zinc coated members during fire. This emissivity has big influence on temperature of steel structure and also on fire resistance. Three fire tests took place at fire testing laboratory in Veseli nad Luznici. Two of them took place at the horizontal furnace and one was a part of large scale fire test on real structure. This paper describes specimens, their arrangement during fire tests and shows the first results. Key words: temperature of steel section, zinc coating, fire test, specimens, emissivity ÚVOD Práce se zaměřuje na zjištění vlivu pozinkování ocelové konstrukce na její teplotu za požáru. Výhody žárového zinkování jako protikorozní ochrany jsou dobře známy, popsány a hojně využívány. Ovšem vliv pozinkování na požární odolnost konstrukce není v současné době znám ani popsán. Norma ČSN EN 1993-1-2 [1] proto zatím nezavádí odlišnou hodnotu emisivity pro povrchy chráněné žárovým zinkováním. Obecně dochází k přestupu tepla do konstrukce třemi způsoby – vedením, prouděním a sáláním. Dominantní složkou přestupu tepla do konstrukce je sálání. Sálání je přímo úměrné emisivitě povrchu a proto je správné určení emisivity za požáru zásadní pro výpočet teploty ocelového prvku při požáru bez požární ochrany. EXPERIMENTY Byly provedeny tři experimenty, které mají prokázat vliv pozinkování na teplotu konstrukce. Experiment č. 1 První experiment proběhl ve vodorovné peci ve zkušebně Pavus ve Veselí nad Lužnicí 20. října 2010. Bylo použito celkem osm vzorků otevřených průřezů IPE 200 a uzavřených průřezů TR 114,3 x 4 mm, přičemž vždy polovina vzorků byla opatřena zinkovaným povlakem, druhá polovina byla bez této povrchové úpravy. Teplota při zinkování byla 457 °C, průměrná tloušťka zinkové vrstvy byla stanovena 119 µm (max. 142,8 µm, min 95,9 µm) z 16 měření pro každý vzorek. Byla použita běžná zinkovací lázeň bez přídavných prvků jako Al, Pb, Bi, Sn apod. s chemickým složením předepsaným pro výrobky určené pro trvalý styk s pitnou vodou. Jeden ze vzorků byl máčen v lázni s přídavkem hliníku pro zajištění vyššího lesku. Teplota zinkování tohoto vzorku byla 456°C. Všechny povrchy byly kovově lesklé, typické pro žárové zinkování neuklidněné či hliníkem uklidněné oceli. Poloha zkušebních vzorků během prvního experimentu je patrná z obr. 1. Vzorky byly postaveny do dvojic po obvodě pece a byly vždy umístěny mezi hořáky tak, aby bylo eliminováno případné nerovnoměrné rozdělení teplot v peci. Profily byly uspořádány zrcadlově k podélné ose pece, ale byla vystřídána také poloha zinkovaných a černých prvků v jednotlivých dvojicích. Vzorky byly proti převržení tlakem plynů u hořáků stabilizovány v patě přivařenou a přitíženou ocelovou základnou. V peci byl profil proti vedení tepla patou a čelem sloupku odizolován: v patě obalením žáruvzdornou vatou z hlinitokřemičitých vláken, ve vrcholu deskou z minerální vlny. Izolace

-50-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 zajistila, že k ohřátí docházelo pouze povrchem profilu, nikoliv jeho konci a vzorek pak simuloval nekonečný prvek. Teplota plynu v peci modelovala v souladu s ČSN EN 1991-1-2 [2] průběh teploty podle nominální teplotní křivky.

Obr. 1: Osazení zkušebních vzorků ve vodorovné peci Fig. 1: Installation of specimens at the horizontal furnace Experiment č. 2 Druhý experiment se konal v rámci požární zkoušky na reálném objektu ve Veselí nad Lužnicí dne 15. září 2011. V tomto experimentu bylo použito celkem šest vzorků otevřených průřezů IPE 200 a uzavřených průřezů TR 114,3 x 4 mm, polovina byla opatřená povrchovou úpravou zinkováním a druhá byla provedena bez této povrchové úpravy. Teplota při zinkování byla 447 °C, průměrná tloušťka zinkové vrstvy byla 158 µm (max. 171,4 µm, min 138,4 µm). Opět byla použita běžná zinkovací lázeň bez přídavných prvků jako Al, Pb, Bi, Sn apod. s chemickým složením předepsaným pro výrobky určené pro trvalý styk s pitnou vodou. Vzorky byly zavěšeny pod stropní konstrukci experimentálního objektu ve dvojicích: (bez povrchové úpravy a se žárově zinkovaným povrchem), viz obr. 2. Konce vzorků byly chráněny pomocí desek z minerální vlny, které byly připevněny ke koncům vzorků pomocí drátu. Teplota v požárním úseku sledovala přirozený průběh požáru, maxima 1002 °C dosáhla ve 46. minutě.

Obr. 2: Zavěšení zkušebních vzorků na stropní konstrukci Fig. 2: Hanging of specimens under the ceiling structure

-51-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Experiment č. 3 Třetí experiment se uskutečnil ve vodorovné peci ve Veselí nad Lužnicí dne 10. listopadu 2011. Vzorky byly použity stejné jako v případě experimentu č. 2 a uspořádání bylo shodné s experimentem č. 1., dvojice tvořily pozinkované vzorky a vzorky bez povrchové úpravy, viz obr. 3. Teplota v peci modelovala průběh teploty podle nominální teplotní křivky.

Obr. 3: Osazení zkušebních vzorků ve vodorovné peci Fig. 3: Installation of specimens at the horizontal furnace MĚŘENÍ TEPLOTY Teplota každého vzorku byla měřena jedním plášťovým termočlánkem, který byl umístěn v polovině výšky vzorku, v otvoru o velikosti termočlánku a hloubce poloviny tloušťky stěny trubky nebo pásnice I profilu. Termočlánky byly orientovány do středu pece nebo požárního úseku. Teplota plynu v peci a v požárním úseku byla měřena plášťovými termočlánky o průměru 3 mm a deskovými termočlánky. VÝSLEDKY EXPERIMENTU Č. 1 Pro pozinkované prvky byl ze známé teploty plynů a změřeného přírůstku teploty vzorku vypočten tepelný tok a z něho odečtením části tepelného toku prouděním (uvažováno s hodnotou součinitele αc = 4 W/m2K, který byl nastaven ve výpočtu teploty prvků bez pozinkovaného povrchu a je v souladu s [3]) dopočten přenos tepla sáláním. Poté bylo možné určit emisivitu povrchu pro každý vzorek. Váženým průměrem emisivit jednotlivých vzorků, viz Tab.1, pak byla stanovena emisivita povrchu během prvních 30 minut požáru pro prvky opařené zinkovaným povrchem konstantní hodnotou 0,322. Porovnání změřené a vypočtené teploty (s využitím hodnoty emisivity 0,322) jednoho ze vzorků je patrné z obr. 4.

Tab. 1: Výsledky Experimentu č. 1 Table 1: Experimental results number 1

Vzorek IPE 3 IPE 4 TR 7 TR 8

Povrchová úprava Emisivita povrchu Zn Zn Zn Zn-Al

0,318 0,234 0,444 0,293

-52-


Obr. 4: Porovnání vypočtené a změřené teploty zinkovaného prvku Fig. 4: Comparison of calculated and measured temperatures of zinc coated member ZÁVĚR Z výsledků zkoušek a porovnání teplot prvků bez povrchové úpravy a se zinkovaným povlakem vyplývá, že tato povrchová úprava má pozitivní dopad na snížení teploty ocelového prvku. Emisivita povrchu je vlivem pozinkování snížena až do teploty nanášení zinku, která je přibližně 450 °C. Z tohoto důvodu může dojít k oddálení dosažení kritické teploty a tím ke zvýšení požární odolnosti ocelové konstrukce. Zinkováním povrchu lze snížit teplotu prvků především v počáteční fázi požáru, může tedy přispět ke zvýšení požární odolnosti při požadavcích na odolnost konstrukce 15 minut. trvání požáru. Další výzkum se bude zabývat otázkou stárnutí zinkového povrchu a s tím spojeným snížením lesku a případném zvýšením hodnoty emisivity zinkovaných prvků vystavených povětrnostním podmínkám. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS 12/122/OHK1/2T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] ČSN EN 1993-1-2: Navrhování ocelových konstrukcí, Obecná pravidla, část 1-2: Navrhování konstrukcí na účinky požáru, ČNI, Praha, 2006, 77 s. [2] ČSN EN 1991-1-2: Zatížení konstrukcí – Část 1-2: Obecná zatížení – Zatížení konstrukcí vystavených účinkům požáru, ČNI, Praha, 2004, 54 s. [3] Wang, Y.C.: An introduction to heat transfer. In Steel and Composite structures. London, Spon Press, 2002. s. 332. ISBN 0-415-24436-6.

-53-


SPOJ DVOJICE DŘEVĚNÝCH KULATIN S OCELOVÝM STYČNÍKOVÝM PLECHEM CONNECTION OF TWO TIMBER POLES WITH NODE STEEL PLATE Eva Mašová Abstract The article deals with a new type of round timber connection. The connection of two poles with node steel plate and shear stops may be used in a construction which are loaded by tension and compression forces. The article aims to investigation of behaviour of specific round timber connection by means of experimental program and analytical models of this connection. The result of this investigation will be a description of the behaviour of the connection of two poles with node steel plate and shear stops derived from the models based on the method of components. Key words: roundtimber, wood, pole, connection, load-bearing structure

ÚVOD Zkoumaný spoj je určen pro dřevěné konstrukce, které přenášejí velká zatížení (např. rozhledny). Spojením dvou kulatin je výhodné z hlediska provádění spoje a také se získá větší průřez dřevěného prvku. Spojení jednotlivých částí konstrukce je zajištěno styčníkovými ocelovými plechy, které jsou osazeny smykovými zarážkami. V Kloknerově ústavu ČVUT v Praze byla provedena v letech 2008 – 2009 pilotní tahová zkouška spoje dvojice kulatin s ocelovým styčníkovým plechem se smykovými zarážkami [1]. Smykové zarážky jsou vytvořeny z ocelových blokových prvků, které jsou navařeny na styčníkový plech a prochází jimi spojovací prostředek. Bylo zhotoveno a vyzkoušeno celkem 14 zkušebních těles z dřevěných kulatin o délce 3 700 mm a jmenovitém průměru 260, 280 a 320 mm (obr. 1). Spoj byl vytvořen ze dvou podélně seříznutých kulatin, na koncích propojených přes styčníkové ocelové plechy tl. 16 mm. Jako spojovací prostředky byly použity závitové tyče o průměru 20 mm, po pěti v každé spojované části styčníku. Závitové tyče byly zajištěny maticemi M20 s podložkami o rozměrech 100 x 100 mm s otvorem o průměru 30 mm. Uprostřed rozpětí zkušebního tělesa byla mezi plechy mezera 150 mm. U většiny zkušebních těles došlo k porušení usmyknutím vrstvy dřeva po létech v rovině dna zářezů kulatin (pod smykovými zarážkami). U některých vzorků došlo k usmyknutí v plné mase kulatiny mimo zářezy. Z pilotních experimentů vyplývá, že tento typ styčníku má vysokou deformační kapacitu a zároveň též poměrně značnou počáteční tuhost.

Obr. 1: Zkušební těleso pro tahovou zkoušku Fig. 1: The specimen for tensile test EXPERIMENTY Na pilotní výzkum v Kloknerově ústavu ČVUT v Praze navazují experimenty zaměřené na chování spoje při zatížení tlakovou silou. Měřením posunů a deformací jednotlivých částí spoje budou získána data, která budou využita pro analytické modely i pro kalibraci numerických modelů. Zkoumaný

-54-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 zkušební vzorek je tvořen dvojicí kulatin (jmenovitý průměr 220 mm, délka 2 m) a ocelovým styčníkovým plechem (tloušťka 30 mm) se smykovými zarážkami. Spojovacími prostředky jsou závitové tyče o průměru 20 mm. Zkušební tělesa (obr. 2) jsou navržena ve třech variantách a jejich délka je oproti zkušebním tělesům pro tahovou zkoušku poloviční. Jednotlivé varianty se od sebe liší množstvím spojovacích prostředků a jejich proměnnou vzdáleností (u varianty 1 a 3 doplněných smykovými zarážkami). Srovnáním variant budou získány hodnoty, které prokáží vliv smykových zarážek na celkovou tuhost a únosnost spoje.

Obr. 2: Zkušební tělesa pro tlakovou zkoušku Fig. 2: The specimens for compression test Pro měření rozdělení napětí po délce spoje budou použity tenzometry, které budou nalepeny na ocelový styčníkový plech (po obou stranách) 50 mm pod spojovacím prostředkem. Dále bude měřeno otlačení dřeva pod smykovými zarážkami a vzájemný posun mezi jednotlivými částmi spoje (potenciometrické snímače). Pro získání materiálových charakteristik dřeva a velikosti otlačení (protlačovací zkouška) budou vyrobeny ze zkušebních těles další vzorky. Zkoušky proběhnou na podzim roku 2012 na 18 zkušebních tělesech, po šesti pro každou variantu uspořádání spoje. ANALYTICKÝ MODEL Analytický model spoje dvojice kulatin se smykovou zarážkou je sestaven pomocí metody komponent [2]. Metodou komponent bude stanovena celková, dílčí tuhost a deformace a jednotlivých částí. Při sestavování modelu je předpokládáno pružné chování. Spoj je rozdělen na tři hlavní komponenty: Komponenta 1 – ocelový styčníkový plech, komponenta 2 – otlačení dřeva rovnoběžně s vlákny pod smykovou zarážkou, komponenta 3 – otlačení dřeva rovnoběžně s vlákny (obr. 3).

-55-


Obr. 3: Komponenty spoje - schéma Fig. 3: The scheme of components Komponenta 1: Ocelový styčníkový plech δ = k=

F × Lp

(1)

E oceli × A p

F

δ

=

F F × Lp

=

E oceli × A p

(2)

Lp

E oceli × A p

Komponenta 2: Otlačení dřeva rovnoběžně s vlákny pod smykovou zarážkou δ=

n × F × heq

(3)

E dřeva × Az × Az E n× F F k= = = dřeva n × F × heq δ heq

(4)

E dřeva × Az

Komponenta 3: Otlačení dřeva rovnoběžně s vlákny n × F × Ld E dřeva × Ad × Ad E n× F F = k= = dřeva n F L × × δ Ld d E dřeva × Ad

(5)

δ=

(6)

(k – tuhost, δ - deformace, Eoceli = 210 000 MPa, Ap – plocha průřezu plechu, Lp - délka plechu, Edřeva - z materiálových zkoušek dřeva, Az – plocha pod smykovou zarážkou, heq - hloubka otlačení, n - koeficient redistribuce zatížení, Ad - plocha průřezu jedné kulatiny, Ld - délka kulatiny)

Pro jednotlivé komponenty jsou sestaveny rovnice (1 – 6), které vyjadřují jejich tuhost a jejich deformaci. Spoj je rozdělen na šest částí (obr. 4), pro jednotlivé části jsou vyjádřeny rovnice (7 – 11) pro výpočet tuhosti. k1 = k p1

 1  1 1  1   + k p 2 a +   k 2 =  + +  k Z 2a k D 2a   k Z 2b k D 2b   1  1 1  1    + k p 3a +  + + k 3 =   k Z 3b k D 3 b   k Z 3a k D 3a   1  1 1  1   + k p 4 a +   + + k 4 =   k Z 4a k D 4a   k Z 4b k D 4b 

 1 1 + k 5 =  k k D5a  Z 5a k 6 = k Z 6 a + k Z 6b

  1 1  + k p 6 a +  + k k D 6b   Z 6b

(7) (8) (9)

  

(10) (11)

-56-


Obr. 4: Analytický model Fig. 4: The analytical model Celková tuhost spoje k=

1 1 1 1 1 1 + + + + + k1 k 2 k 3 k 4 k 5 k 6

(12)

Rovnice sestavené pro analytický model budou upraveny a zjednodušeny po vyhodnocení experimentů. ZÁVĚR Cílem disertační práce je provést analýzu a popsat chování spoje dvojice kulatin s ocelovým styčníkovým plechem. Analytický model bude sestaven pomocí metody komponent. Numerický model bude vytvořen v softwaru ANSYS. Kalibrace numerického modelu bude provedena podle výsledků experimentů. Analýza umožní praktické navrhování tohoto typu styčníku pomocí vstupních parametrů, které mají vliv na únosnost a deformaci spoje. Výsledky budou prezentovány na mezinárodní konferenci. Dále bude publikován článek v recenzovaném časopise. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS12/124/OHK1/2T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Jiroutová D., Kolísko J.: Tahové zkoušky spojů dřevěných prvků konstrukce rozhledny. Zpráva Kloknerova ústavu ČVUT v Praze, 2009 [2] Sobotka Z.: Reologie hmot a konstrukcí. Academia, Praha, 1981 [3] Mikeš, K.: Styčníky dřevěných konstrukcí s vlepovanými závitovými tyčemi, doktorská disertační práce, Praha 2001

-57-


PREFABRIKOVANÉ DŘEVOBETONOVÉ STROPNÍ KONSTRUKCE PREFABRICATED TIMBER-CONCRETE FLOOR STRUCTURES Pavel Nechanický Abstract This paper describes progress in the development of prefabricated timber-concrete composite structures. Paper focuses on the detailed description of the innovative shear connector and the principle of the technical solution that can be used for their production. A set of experiments was performed to verify the mechanical behaviour of shear connection. The procedure of performed direct shear tests is also described in the paper. Obtained results are briefly summarized at the end of the text. The data mentioned herein will be used for further research in this area.

Key words: punched metal plate, shear connector, slip modulus, direct shear test

ÚVOD Hlavním cílem při vývoji inovativního technického řešení, které by mohlo být úspěšně využito pro výrobu prefabrikovaných dřevobetonových dílců, je především jednoduchost a rychlost výroby i montáže. Důležitá je též dostupnost použitých materiálů a technologií, protože tím bude možné dosáhnout snížení celkových nákladů celého procesu výroby a montáže. Konstrukčně by pak měl být navržen dílec, který bude použitelný v konstrukčních systémech českých výrobců a dodavatelů dřevostaveb bez nutnosti většího zásahu do jejich dosavadních konstrukčních řešení. Využití ocelových desek s prolisovanými trny není pro spřahování dřeva a betonu žádnou novinkou a celosvětově bylo zkoumáno několik uspořádání a tvarových variant těchto desek za běžné teploty i za požáru. Vždy se ale jednalo o desky s jednostranně prolisovanými trny různých velikostí, tloušťek a s různě tvarovanou zabetonovanou částí. Výsledky výzkumů jsou prezentovány v řadě odborných publikací, článků, či disertačních prací [1,2,3] a naznačují možnost dalšího využití tohoto typu spojovacího prvku. Přesto se v komerční sféře zatím tyto desky výrazněji nevyužívají. Abychom vyloučili různé spekulace o původnosti prezentovaného řešení, je vhodné zmínit, že výroba desek s trny vystupujícími na obě strany byla v různých variantách zkoušena již v polovině minulého století. Povětšinou se jednalo o desky s jednostranně prolisovanými trny, které se díky vhodně tvarovaným otvorům do sebe zaklesly, nebo se k sobě přivařily. Jak je prezentováno v [4], byla zde i snaha o výrobu prototypu desky s oboustranně prolisovanými trny z jednoho kusu. Přestože byl realizován prototyp, nebyl využit ani pro zkušební tělesa.

NOVÝ SPŘAHOVACÍ PROSTŘEDEK Prezentovaný spřahovací prostředek je výsledkem spolupráce autorů [5.6] s firmou BOVA s.r.o., která patří ke světové špičce v dané oblasti. Díky průběžnému vývoji strojního vybavení bylo možné vyrobit desku s oboustranně prolisovanými trny v rozměrech a s úpravami, které umožní rychlou a snadnou výrobu prefabrikovaných dřevobetonových dílců. Výsledkem je první varianta desky dle popisu níže. Jedná se o desku o rozměrech 84 x D mm z žárově pozinkovaného ocelového plechu S280GD+Z275 tloušťky 1,5 mm s oboustranně prolisovanými trny (obr. 1 vpravo). Trny jsou prolisovány ve čtyřech řadách (po dvou řadách na každou stranu), následuje souvislá plocha bez trnů a otvorů, která vznikne vynecháním tří řad trnů a následuje dalších šest řad trnů (tři řady na každou stranu). Vzdálenost okrajových řad trnů od hrany desky je 3,5 mm, osová vzdálenost jednotlivých řad je 7,0 mm. Délka prolisovaného trnu je 15 mm. Trn je zakončen ostrým hrotem s hranami sraženými pod úhlem 60°; šířka trnů je 3 mm. Z těchto hodnot vyplývá šířka plného pásku mezi řadami, která je rovna

-58-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 4 mm. Šířka „sloupků“ mezi vedle sebe vylisovanými trny je pouhých 9 mm a předpokládá se, že může být nejslabším místem při smykovém namáhání desky. Desku je možné vyrábět v různých délkách D vycházejících z násobku 105 mm. Na obr. 1 vlevo je výrobní výkres se zakótováním důležitých rozměrů a vpravo fotografie hotového výrobku.

Obr. 1: Výrobní výkres a foto desky s oboustranně prolisovanými trny Fig. 1: Manufacturing drawing and photo of double-sided punched metal plate fastener Pro protlačovací zkoušky byly vyrobeny první dvě varianty desek, pro které byly, s ohledem na výrobní a lisovací možnosti, vybrány délky 210 mm a 315 mm. Deska o délce 210 mm je považována za základní výrobek a byla zaevidována jako funkční vzorek [5].

PODSTATA TECHNICKÉHO ŘEŠENÍ Podstata technického řešení spočívá ve spojení dvojice dřevěných nosníků z rostlého dřeva (nebo jiného materiálu na bázi dřeva) obdélníkového nebo jiného průřezu pomocí ocelových desek s oboustranně prolisovanými trny takovým způsobem, aby část ocelové desky přečnívala přes horní okraj dřevěných nosníků. Přesahující deska je následně zalita směsí z hutného nebo jiného betonu, čímž vznikne kompozitní dřevobetonový průřez. K zalisování ocelových desek se používá speciálního lisovacího zařízení, které dokáže vyvodit dostatečný tlak pro zatlačení desky do dřevěných nosníků. Důraz bude kladen na minimalizaci rozměrů jednotlivých částí průřezu a předpokládá se využívání dřevěných trámů o průřezech 40-100 x 120-240 mm a tloušťka betonové desky 60 – 100 mm. Schematické znázornění technického řešení je znázorněno na obr. 2 Dimenze, počet ocelových desek a jejich umístění po délce nosníků a výškové umístění desky v průřezu bude záviset na experimentálně zjištěných mechanických vlastnostech ocelové desky a na výsledcích parametrické studie velkoplošných dílců, kde bude především definováno optimální rozmístění jednotlivých desek po délce nosníků. Podrobněji technické řešení popsáno ve schváleném užitném vzoru číslo 23582 – „Spřažení nosníků na bázi dřeva, spojených pomocí ocelových destiček s oboustranně prolisovanými trny, s betonovou deskou“, který je dostupný na webových stránkách Úřadu průmyslového vlastnictví [6].

EXPERIMENTY A VÝSLEDKY Pro experimentální ověření mechanického chování navrženého spřahovacího prvku byla zvolena nesymetrická protlačovací zkouška (Direct shear test method). Tato zkouška byla oproti standardní protlačovací zkoušce zvolena z několika důvodů. Především jde o snazší výrobu zkušebních těles. Výroba těles, kdy by měla být zalisována ocelová deska z obou stran a v přesné poloze, by byla technologicky velmi náročná až skoro nerealizovatelná. Dále se touto volbou uspoří potřebný materiál, výsledný vzorek bude lehčí a bude se s ním lépe manipulovat. Nezanedbatelnou výhodou je pak rychlejší výroba finálního zkušebního tělesa a nižší náklady na výrobu i přepravu. Protlačovací

-59-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 zkoušky byly provedeny v Experimentálním centru ČVUT na Fakultě stavební podle uspořádání zobrazeného na obr. 3. Pro provedení těchto zkoušek byl vyroben speciální zkušební ocelový rám. Jeho technické řešení bylo inspirováno obdobně provedenými experimenty na univerzitách v Nizozemsku a Švédsku [2,3]. Poloha zkoušeného vzorku byla zajištěna dvojicí teflonových desek, které zároveň umožnily posun ve svislém směru.

Obr. 2: Zkušební těleso pro protlačovací zkoušku Fig. 2: The test specimen for direct shear test Zkouška byla prováděna v souladu s ČSN EN 26891. Tento postup předpokládá znalost pravděpodobné hodnoty porušení Fest. Proto byl první vzorek ze série „A“ podroben postupnému zatěžování s odhadnutou silou při porušení Fest= 50 kN. Výsledná dosažená síla porušení byla kolem 36 kN, takže pro další vzorky byla upravena předpokládaná síla porušení na Fest= 40 kN. Zatížení bylo vnášeno kontinuálně hydraulickým lisem INOVA PRAHA se vzorkovací frekvencí 2 Hz. Hranice pro změny v rychlosti a směru zatěžování byly stanoveny na 0,1xFest; 0,4xFest a 0,7xFest. Pro měření posunutí byly na střed dřevěných trámu umístěny snímače posunutí s lineárním napětím (Linear Voltage Displacement Transducers) LVDT 15D. Snímače byly umístěny na obě strany nosníku, aby bylo podchyceno i případné nesymetrické posunutí. Protože byly obavy z výrazného rozevírání spáry mezi dřevem a betonem, byly umístěny ještě dva snímače vodorovného pohybu dřeva a betonu LVDT 5G.

Obr. 3: Schéma protlačovací zkoušky (vlevo) a foto z experimentu (vpravo) Fig. 3: Direct shear test set up (left) end photo of experiment (right)

-60-


SERIES range

A

K04

K06

Fmax [kN]

34,0 38,4 27,3 33,1 34,2 36,1

average

36,7

29,5

35,1

σ

1,5

2,0

0,8

range

B

SLIP MODULUS [kN/mm]

43,1 56,7 37,0 56,0 51,6 56,2

average

51,0

48,1

53,6

σ

4,9

7,2

1,7

Obr. 4: Pracovní diagram spřažení (vlevo) a získané moduly prokluzu (vpravo) Fig. 4: Force-slip curve of shear connection (left) and obtained slip module (right) Na obr. 4 jsou zobrazeny výsledky pěti protlačovacích zkoušek. Vlevo je zobrazen pracovní diagram smykového spojení (pro sérii A) a vpravo vypočtené hodnoty modulů prokluzu K [N/mm] podle ČSN EN 26891. Jak je patrné, jedná se o duktilní spojení s maximálním prokluzem kolem 5 mm. Získané hodnoty jsou v porovnání se zahraničními experimenty na podobné nebo lepší úrovni a spřahovací prostředek lze pro dřevobetonové konstrukce velmi dobře používat. Podrobná diskuse získaných výsledků a parametrické studie budou prezentovány v následujících článcích.

ZÁVĚR Tento článek popisuje postup ve vývoji prefabrikovaných dřevobetonových konstrukcí. Je zaměřen na detailní popis inovativního spřahovacího prostředku a podstatu technického řešení, které bude možné použít pro vlastní výrobu. V textu je prezentován postup provedených experimentů za účelem ověření mechanického chování smykového spojení na dvou sériích vzorků a jsou stručně prezentovány dosažené výsledky. Spřahovací prostředek je již evidován jako funkční vzorek [5]. Technické řešení je chráněno Užitným vzorem [6] a patentovou přihláškou číslo PV 2012-48. V dalším vývoji budou sestaveny numerické modely pro parametrickou studii spřažení a optimálního rozmístění prvků po délce nosníků. Prvek by měl být experimentálně ověřen standardní čtyřbodovou ohybovou zkouškou na velkoplošném dílci.

OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS 11/146/OHK1/3T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Ceccotti, A.: Timber-concrete composite structures, Timber engineering STEP2, Centrum Hout Netherlands, 1995 [2] Lukaszewska, E.: Development of Prefabricated Timber-Concrete Composite Floors, Ph.D. thesis, 2009, University of Technology, Lulea [3] Van der Linden, M-L.R., Timber-concrete composite floor systems, Ph. D. thesis, Technical, 1999, University of Delft, Netherlands [4] Dias, A.M.P.G.: Mechanical behaviour of timber-concrete joints, Ph.D. thesis, 2005, Universidade de Coimbra, Portugal [5] Nechanický, P. - Kuklík, P. - Kuklíková, A.: Ocelová deska s oboustranně prolisovanými trny, Funkční vzorek, 2011 [6] Nechanický, P. - Kuklík, P. - Kuklíková, A.: Spřažení nosníků na bázi dřeva spojených pomocí ocelových destiček s oboustranně prolisovanými trny s betonovou deskou, Užitný vzor, dostupný online z http://isdv.upv.cz/portal/pls/portal/portlets.pts.det?xprim=1770739&lan=cs

-61-


SYSTÉMY KONSTRUKČNÍCH TÁHEL PŘI CYKLICKÉM ZATÍŽENÍ TENSION BAR SYSTEMS UNDER CYCLIC LOADING Radka Teplá Abstract The research started last year when during the May and June 2011 the fatigue test took place in laboratories of Czech Technical University. The test was carried out on assembly M24 Macalloy S520. The tested specimen was subjected to cyclic tensile loading. Based on results of experiment in the past, it was assumed that the weakest part is a turnbuckle, thus the stress was measured there by strain gauges. Four strain gauges were glued on the turnbuckle outer surface all round every 90°. This measurement served to get information about stress distribution all round the turnbuckle; if there is uniformly distributed tension stress or if loading acts with eccentricity and the stress distribution corresponds to interaction between normal force and bending moment. The failure occurred suddenly without any visible cracks on external surface of the turnbuckle. Key words: fatigue, cyclic loading, tension bar systems, turnbuckle

ÚVOD V průběhu května a června proběhla únavová zkouška v Experimentálním centru Fakulty stavební ČVUT. Byla zkoušena sestava M24 Macalloy S520. Celá sestava byla podrobena cyklickému tahovému zatěžování. Na základě výsledků z minulých zkoušek bylo předpokládáno, že nejslabším článkem je napínák. Proto byly na vnější povrch napínáku ze čtyř stran dokola po 90° nalepeny tenzometry. Tenzometry byly umístěny na střední části napínáku (obr. 1) a zaznamenávaly relativní přetvoření po jeho obvodu. Měření sloužilo k vyhodnocení průběhu napětí po obvodu napínáku, zda tam vzniká pouze osové namáhání nebo kombinace osové síly s momentem. K lomu v napínáku nakonec došlo náhle bez viditelných trhlin na vnějším povrchu. ÚNAVOVÁ ZKOUŠKA TÁHLA M24 Zkoušena byla sestava M24 Macalloy S520, kdy jednotlivými komponenty byl napínák, dvě tyče, které byly z obou stran připevněny k napínáku, a redukce. Na jedné straně byla tyč dlouhá 425 mm zasunuta do otvoru ve speciálním nosníku a v požadované poloze zajištěna dvojicí matic. Nosník byl zakotven přímo k ocelovému roštu v podlaze místnosti. Na druhé straně byla tyč délky 350 mm pomocí redukce závitu z M24 na M52x2 upevněna přímo do stroje. Redukce byla navržena z hlediska únavy tak, aby v žádném případě nebyla nejslabším článkem soustavy. Délka celé sestavy byla 1000 mm. Celý experiment byl realizován při frekvenci zatěžování 5 Hz a sestával ze dvou fází. První fáze obsahovala zatěžování do dosažení 2 mil. cyklů. Při zatěžování byl uvažován rozkmit napětí ∆σ = 105 MPa, s maximální silou 100,7 kN (45% σuk) a s minimální silou 65,1 kN, v souladu se způsobem zkoušení požadovaným v normě [1]. V druhé fázi testu zatěžování pokračovalo až do porušení sestavy s rozkmitem napětí ∆σ = 210 MPa, s maximální silou 100,7 kN (45% σuk) a s minimální silou 29,5 kN. Mez pevnosti je zde označena σuk. Tyto hodnoty jsou vztaženy k tyči a s ní souvisejícími průřezovými hodnotami. Napětí v napínáku je tedy ve skutečnosti nižší z důvodu větší průřezové plochy. Cyklické tahové zatížení bylo do soustavy vnášeno hydraulickým zařízením SAVAD s maximálním statickým zatížením 200 kN a bylo řízeno soustavou EDYZ 3. Působící proměnnou tahovou sílu zaznamenávalo čidlo přímo v hydraulickém zařízení. Dále byly na napínák nalepeny čtyři tenzometry HBM 1-LY11-6/120, které měřily relativní přetvoření. Veškeré změřené údaje putovaly přes digitální

-62-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 měřící stanici Spider 8 HBM do počítače. Měřící stanice výstupní signály z měřidel zpracovala a počítač všechna data zaznamenal. Schéma je na obr. 1. Každý den před zahájením cyklického zatěžování o frekvenci 5 Hz byla provedena statická zkouška s pomalým nárůstem zatížení a odtížení, která hodnotami odpovídala jednomu cyklu. Byla zaznamenávána maximální hodnota relativního přetvoření. Dále pak po celý den probíhalo cyklické zatěžování bez zaznamenávání. Od 9. dne byla také zaznamenávána část cyklické zkoušky s maximálním a minimálním relativním přetvořením. Po zpracování naměřených dat byly získány následující výsledky.

Obr. 1: Sestava pro únavovou zkoušku napínáku M24 Fig. 1: Assembly M24 for fatigue test K porušení sestavy došlo 26. den experimentu. Průběhy maximálních napětí po obvodu napínáku zaznamenané ze statického zatěžování jsou znázorněny na obr. 2. Z průběhů napětí zaznamenaných z dynamického zatěžování, viz obr. 3, byl vypočten vážený průměrný rozkmit napětí (průměrný rozkmit napětí vztažený k naměřeným hodnotám s ohledem na počet cyklů mezi jednotlivými měřeními). V první fázi experimentu byl v napínáku vážený průměrný rozkmit napětí 87,0 MPa při počtu cyklů 2 019 940. V druhé fázi byl vážený průměrný rozkmit napětí 175,9 MPa při dalších 1 117 040 cyklech do porušení. Celkový počet cyklů byl 3 136 980. K poruše došlo náhle bez viditelných známek trhlin na vnějším povrchu napínáku.

Obr. 2: Průběhy maximálních napětí po obvodu napínáku zaznamenané ze statického zatěžování Fig. 2: Turnbuckle stress measured by four gauges at maximum load level reached during the static load test

-63-


Obr. 3: Průběhy maximálních, minimálních a rozkmitů napětí po obvodu napínáku zaznamenané z cyklického zatěžování Fig. 3: Turnbuckle stress measured by four gauges at maximum, minimum load level and stress range reached during the cyclic load test Povrch lomu je vidět na obr. 4. Převážná část lomové plochy má hrubší strukturu. Povrch je tvořen mnoha lesklými ploškami; zde došlo k poruše po hranicích zrn nebo po ploškách s nízkým indexem lomu, tzv. fasetami. Pouze malá část povrchu mezi tenzometry 4 a 1 má viditelně jemnější strukturu. Tento povrch je matný; zde lom prochází přes jednotlivé krystaly v mikrostruktuře a vykazuje známky únavového poškození. První mikrotrhlina vznikla s největší pravděpodobností v této části v místě vnitřního závitu a začala se šířit k vnějšímu povrchu napínáku. Při podrobnějším prozkoumání však tato matná plocha vnějšího povrchu nedosahuje, což znamená, že únavový lom nemohl být na vnějším povrchu napínáku pozorován. Zbývající část je výsledkem křehkého dolomení.

1

2 Lesklá část povrchu Shiny part of surface

Matná část povrchu Matt part of surface

4

3

Obr. 4: Povrch lomu na napínáku M24, větší část vzorku po rozlomení Fig. 4: The surface of the crack on turnbuckle M24, larger part of specimen

-64-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 K vyhodnocení zkoušky na táhle M24 byla použita S-N křivka uvedená v [1] a dále byla použita nejvíce používaná hypotéza kumulace napětí tj. Palmgrenova-Minerova hypotéza. Hlavním nedostatkem této metody je, že nezohledňuje pořadí rozkmitů; přičemž je zřejmé, že stejný rozkmit napětí před vznikem trhliny vyvolává menší poškození než ve fázi šíření trhliny, kdy je průřez již oslaben. Navzdory těmto nedostatkům se tato metoda stále používá nejčastěji. Pokud D = 1 dojde podle této hypotézy dojde k lomu. Pro návrh konstrukcí je obecně požadováno, aby v průběhu celé životnosti bylo celkové poškození vždy menší než 1,0. Toto pravidlo bylo použito, aby bylo možné získat srovnatelné hodnoty poškození s [1]. Při vztažení ekvivalentního rozkmitu napětí ∆σc = 105 MPa na průřezovou plochu tyče je celkové poškození D = 10,027. Při uvažovaném rozkmitu napětí 1,25∆σc = 131,25 MPa (tato hodnota respektuje pravděpodobnostní přístup pro rozptyl experimentálních dat při jenom vzorku) je celkové poškození D = 3,893. Závěrem lze konstatovat, že ve všech případech je celkové poškození větší než 1,0. To znamená, že tento experiment splnil požadavky na únavu a cyklické zatěžování v [1]. Vzhledem k [1] rozkmit napětí měřený na napínáku vyhověl téměř čtyřnásobně. Podle [2] byly v minulosti pro společnost Macalloy provedeny únavové zkoušky na táhlech S460. Sestava M56 byla složena z vidlicové koncovky upevněné na styčníkový plech, dvou tyčí a spojky. Celkem byly provedeny 3 série při 3 různých rozkmitech napětí. Cyklické zatěžování mělo rozkmity napětí v táhle 100, 75 a 50 MPa. Ve dvou případech zkouška skončila porušením. S rozkmitem napětí 100 MPa při dosažení 1,1 mil. cyklů a s rozkmitem napětí 75 MPa při dosažení 2,2 mil. cyklů. V obou případech praskla spojka. Lze tedy usuzovat, že nejslabším článkem z hlediska únavy je spojka. Podle těchto testů lze konstatovat, že životnost sestavy při 2 miliónech cyklů odpovídá zatížení o rozkmitu napětí ∆σ = 75 MPa. Ovšem norma [1] pro systémy předpínacích tyčí udává referenční rozkmit napětí ∆σ = 105 MPa pro 2 milióny cyklů. To znamená, že táhlo S460 nesplňuje požadavky na únavu a cyklické zatěžování. Na základě výsledků dosavadních experimentů, kdy k porušení dochází v napínáku nebo ve spojce (obě součástky mají shodné opracovaní a tvar; spojka slouží pouze ke spojení dvou tyčí, napínák umožňuje rektifikaci a předpínání), byl vyvinut nový typ napínáku pro cyklicky namáhané konstrukce. V současné době probíhá únavová zkouška v experimentálním centru Doosan Power Systems v Renfrew ve Velké Británii. Je zkoušena sestava M85 Macalloy S520 s použitím nového napínáku. Výsledky zatím nejsou k dispozici. ZÁVĚR Výzkum se bude dále zabývat aplikací táhel na konstrukcích a bezpečností jejich používání. Nejsou zcela vyjasněna některá návrhová kritéria, a to především logaritmický dekrement útlumu a statické působení táhel při kmitání. Bude provedeno experimentální měření na závěsech na obloukovém mostě v Troji při vhodných podmínkách (vizuální sledování a měření vybraných závěsů akcelerometry, popřípadě tenzometrické měření napětí u koncovky). Dále bude provedeno experimentální stanovení dynamické odezvy, vyhodnocení měření a stanovení hodnoty logaritmického dekrementu útlumu. Hodnotným výstupem výzkumu bude návrh užitného vzoru nebo aplikované technologie a publikace v recenzovaném časopise. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS12/127/OHK1/2T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] ČSN EN 1993-1-11: Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-11: Navrhování ocelových tažených prvků, ČNI, 2008 [2] Fatigue testing of M56 coupled bar assembles, Bodycote materials testing, Report No:D804494, duplicate of an original letter, 20.2.2008 - zpráva z únavových zkoušek Macalloy

-65-


OCELOBETONOVÉ STROPNÍ DESKY S ROZPTÝLENOU VÝZTUŽÍ ZA POŽÁRU STEEL AND FIBRECONCRETE FLOOR SLABS IN FIRE Jan Bednář Abstract Fire resistance of steel and concrete composite floors is traditionally calculated by its elements. The experiments demonstrated that fire resistance of the whole construction is much better than of simple member. The utilization of fibre concrete, a new material with features in tensile resistance and ductility, grows also in composite structures. In last years there were tested steel and fibre concrete floors in ambient and at elevated temperature. The fibreconcrete slab was not protected. Internal steel beams were also without the fire protection and only peripheral steel frame was protected. The concrete slabs were reinforced only steel fibers. The experiments were focused on behaviour of the floor slabs during the fire. Also there were created materials tests at ambient and elevated temperature which should have proved evidence about its sufficient tensile strength and ductility. Key words: fire, composite steel and concrete slab, fiber concrete, ductility, tensile strength

ÚVOD Při návrhu konstrukce ocelobetonové stropní desky vystavené požáru se stanovuje minimální tloušťka betonové desky, která zajistí dostatečné krytí prutů ocelové výztuže. Ověření požární odolnosti je založeno na normových zkouškách jednotlivých prvků ve zkušební peci. Zkoušky ale nedokáží určit požární odolnost celé ocelobetonové konstrukce. Experimenty prokázaly, že požární odolnost vhodně navržené ocelobetonové konstrukce je mnohem vyšší než odhaduje návrh běžnými výpočetními postupy. Toto zvýšení je způsobeno změnou nosného mechanizmu konstrukce. Při požáru totiž stropní deska postupně ztrácí ohybovou tuhost a začíná přenášet zatížení pomocí membránových sil, které se v betonové desce při velkých průhybech vytvoří. Toto chování bylo zdokumentováno při požárních zkouškách na experimentální budově v Cardingtonu, viz [1]. V letech 1995 až 2003 bylo na ocelobetonové konstrukci budovy uskutečněno sedm požárních testů ve skutečném měřítku. Při testech byly všechny ocelové prvky ponechány bez požární ochrany. Přestože nosníky nebyly požárně chráněny, nejevily žádné známky porušení i při teplotách nad 1000°C. Na provedených zkouškách byla ověřena jednoduchá návrhová metoda, viz [2], která se používá pro ocelobetonové stropy pravidelného tvaru, které jsou vyztuženy prutovou výztuží, viz [3] a [4]. Pro předpokládané chování desky za požáru je třeba použít dostatečně tažnou výztuž. Stále více se uvažuje s nahrazením klasické výztuže výztuží rozptýlenou. Už dříve provedené experimenty dokazovaly, že drátkobeton má potřebné vlastnosti. Pro přípravu metodiky návrhu pro navrhování spřažených ocelobetonových stropních desek s rozptýlenou výztuží za požáru byly vyzkoušeny dvě sady desek za běžené i zvýšené teploty. Zkoušelo se celkem 6 desek. Všechny desky měly rozměr 3,0 m na 4,5 m a byly vyztuženy pouze ocelovými vlákny. Tloušťka desek, které byly betonovány do trapézového plechu TR40/160/0,75, byla nad vlnou 40 mm. Každý rok byly zkoušeny dvě desky za běžné teploty a jedna za zvýšené s doprovodnými materiálovými zkouškami za běžné a zvýšené teploty. V roce 2010, v první etapě projektu, byly provedeny zkoušky desek AMB-PL-1 AMB-BE-1 a ELE-BE-1,viz [5], které byly vyztuženy 70 kg/m3 dráty typu HE 75/50 Arcelor. V roce 2011, v druhé etapě projektu, byly provedeny dvě zkoušky desek AMB-PL-2 a AMB-3 za běžné teploty a jedna zkouška desky ELE-BE-2 za zvýšené teploty jako 1. rok. Desky byly vyztuženy 50 kg/m3 ocelovými vlákny o délce 60 mm a průměru 0,8 mm. V této etapě bylo použito stejného tvaru drátků pro všechny tři desky, ale jiných pevností. U desek AMB-PL-3 a ELE-BE-2 byly použity drátky s pevností 1200 MPa a u desky AMP-PL-2 s pevností 1550 MPa. Desky zkoušené za běžné teploty byly vybetonované na ocelový obvodový rám bez vnitřních nosníků. Deska zkoušená za zvýšené teploty byla spřažena s ocelovým

-66-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 rámem, který měl i vnitřní nosníky, které byly ponechány bez požární ochrany, viz obr. 1. Během požárů ztrácí nechráněné vnitřní nosníky vliv na chování desky, a proto byly desky za běžné teploty zkoušeny bez vnitřních ocelových nosníků.

Obr. 1: Schéma ocelového rámu pod deskou Fig. 1: Scheme of steel frame under slab MATERIÁLOVÉ ZKOUŠKY ZA BĚŽNÉ TEPLOTY Za běžné teploty byly zkoušeny pro každou betonovou směs 3 trámky o rozměrech 150 x 150 x 700 mm a krychle 150 x 150 x 150 mm. Krychle byly zkoušeny v tlaku a v příčném tahu. Zkušební krychle dosáhly v tlaku průměrné pevnosti 68,3 MPa a v příčném tahu 7,1 MPa. Pro popis chování v tahu za ohybu byly trámky zkoušeny čtyřbodovým ohybem, viz obr. 2. Zkoušky prokázaly pevnost v tahu a dostatečnou tažnost drátkobetonu. Na pracovním diagramu drátkobetonu, viz obr. 3 lze rozlišit chování drátkobetonu před vznikem makrotrhliny a po jejím vzniku. Vznik makrotrhliny určuje mezní stav vzniku trhliny (CLS), což je důležitou charakteristikou pro změnu chování drátkobetonového prvku. Po vytvoření makrotrhliny narostlo protažení a zmenšila se únosnost. Před CLS se beton chová kvazilineárně pružně (QLE) a následně přejde do kvaziplastického chování (QPL), viz[5]. Při posuzování vlastností drátkobetonu je zavedena smluvní hodnota průhybu normativního trámce 3,5 mm. Při této hodnotě musí trámec přenášet minimálně 1/3 síly, která působila na trámec při mezním stavu vzniku trhliny. Když trámec požadované hodnoty nedosáhne, tak nelze materiál klasifikovat jako drátkobeton.

Obr. 2: Trámec po testu za běžné teploty Fig. 2: Scantling after the test at ambient temperature

-67-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Byly provedeny tři zkoušky trámců H7-20, H8-20, H9-20. Z těchto tří zkoušek byla vypočtena průměrná hodnota HA-20. Drátkobeton dosáhl průměrné maximální pevnosti v tahu 6,42 MPa při tažnosti 1.1‰. Při zkoušce byl průhyb měřen pouze do 6,5 mm, viz obr. 3. Pro znázornění chování při větších průhybech za běžné teploty graf obsahuje křivku H2-20-ADD, která je ze zkoušky vzorku se stejným složením. 40 H7-20

εR60=6‰

H8-20 H9-20

35

δ=3.5mm

εR90=10‰

HA-20

εR120=14‰

H2-20-ADD

Síla Force (kN)

30

CLS

25 ffc,tm,8=2.61MPa 20

17.73

f fc,tm,10=2.19MPa

15 12.37

f fc,tm,10=1.65MPa

5

QPL

QLE

10 9.32

0 0

2

3.3

4

5.7

6

8

8.4

10

12

14

16

Průhyb-Deflection (mm)

Obr. 3: Pracovní diagram materiálových testů za běžné teploty Fig. 3: Diagrams from the material tests at ambient temperature MATERIÁLOVÉ ZKOUŠKY ZA ZVÝŠENÉ TEPLOTY Pro zkoušky za teploty 500 °C a 600 °C byly vzorky zahřívány pomocí elektrických ohřívacích deček, viz obr. 4. Tepelně chráněné trámce byly zahřívány 4 hod, což umožnilo jejich rovnoměrné prohřátí. Teplota vzorku byla měřena čtyřmi termočlánky. Při teplotě 500°C byla průměrná maximální pevnost v tahu 3,14 MPa při tažnosti 7,44‰. Při teplotě 600°C maximální pevnost dosáhla 1,37 MPa při tažnosti 5,86‰. Poměrné deformace 6‰, 10‰ a 14‰ vyznačené na grafech (viz obr. 3, 5 a 6) charakterizují hodnoty, kterých dosahovala kompozitní deska při 60., 90. a 120. minutě. Tyto poměrné deformace jsou vypočtené z tvaru desky, velikosti deformace a rozdílu teplot na spodní a horní straně desky, viz tab. 1.

Tab. 1: Vypočítané poměrné protažení desky za požárního stavu Table 1: Calculated strain of the slab in fire Deska-Slab 2010 Průhyb ve Horní teplota Spodní teplota středu desky Top Bottom Doba testu Deflection in Time of test temperature Temperature the centre of [°C] [°C] the slab [mm] 60 109,5 542,1 151,36 90 236,7 740 192,39 120 320,9 852,6 222,07

-68-

wt wε L l [mm] [mm] [mm] [mm]

3000 4500 57,9 93,4 3000 4500 67,4 125,0 3000 4500 71,2 150,9

Poměrné protažení betonu Strain of the concrete [‰] 5,17 9,26 13,49


Obr. 4: Trámec při testu za zvýšené teploty Fig. 4: Scantling during test at elevated temperature Průhyb trámce byl měřen dvěma průhyboměry. Tyto průhyboměry byly instalovány před zatěžováním. Zahřívání vzorku bylo prováděno přímo ve zkušebním lisu. Z pracovních diagramů při teplotě 20°C, 500°C a 600°C (viz obr. 3, 5 a 6) bylo zjištěno, že při zvyšující se teplotě se pevnost snižuje, ale tažnost materiálu se zvyšuje, což prospívá požární odolnosti ocelobetonové desky. Vyhodnocení pracovních digramů bylo podle TP FC 1-1, viz [6]. Chování drátkobetonu v tlačené oblasti se při zvýšené teplotě předpokládalo jako u prostého betonu. Pro vyhodnocení materiálových zkoušek byly brány redukční součinitele pevnosti betonu v tlaku a poměrného přetvoření z CSN 1994-1-2. 40 H4-500

εR120=14‰

εR60=6‰

H5-500 H6-500

35

εR90=10‰

δ=3.5mm

HA-500

Síla-Force (kN)

30

25 f fc,tm,8=3.34 MPa f fc,tm,10=3.09MPa

20 18.81 17.42 15 ffc,tm,14=1.98MPa 11.12 10

5

0 0

2

3.0

4

4.6 5

6

6.7

8

10

12


Obr.5: Pracovní diagram materiálových testů při 500°C Fig.5: Force deflection diagram of the material tests at 500°C

-69-

14

16


40 H7-600 H8-600 H9-600 HA-600

εR120=14‰ εR60=6‰ 35

δ=3.5mm

εR90=10‰

30

Síla-Force (kN)

25

20

15

f fc,tm,8=1.45MPa

10 8.20 8.25 7.73 5

ffc,tm,14=1.37MPa

ffc,tm,10=1.46MPa 0 0

2

3.0

4

4.3

5.6

6

8

10

12

14

16


Obr. 6: Pracovní diagram materiálových testů při 600°C Fig. 6: Force deflection diagram of the material tests at 600°C ZKOUŠKY DESEK Zkoušky desek AMB-PL-2 a AMB-PL-3 za běžné teploty ukázaly rozvoj plastických linií, které odpovídají vypočtenému tvaru. Průhyby byly zaznamenávány pomocí pěti svislých a šesti vodorovných průhyboměrů. Deska AMB-PL-2 s výztužnými vlákny pevnosti 1550 MPa dosáhla maximální únosnosti 13,57 kN/m2 při průhybu 151,5 mm. Deska AMB-PL-3 s pevností vláken 1200 MPa měla největší únosnost 11,90 kN/m2 při průhybu 179,4 mm.

Obr. 7: Kompozitní deska ELE-BE-2 po zkoušce za požáru s vyznačenými trhlinami Fig. 7: Steel-concrete slab ELE-BE-2 after test in fire with marked cracks

-70-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Zkouška desky ELE-BE-2 při zvýšené teplotě, viz obr. 7, prokázala rozvoj membránového chování desky během požární zkoušky, viz obr. 8. Zkouška trvala 125 minut. Během této doby si deska zachovala svojí celistvost i únosnost. Kritérium izolace bylo překročeno v 59. minutě zkoušky. Teploty betonové desky byly zaznamenávány pomocí 12 plášťových termočlánků, které byly zabetonovány přímo v desce. K měření teploty horního povrchu desky bylo použito 6 terčových termočlánků. Také byla sledována teplota vnitřních nosníků a teplota plynu. Tima-Čas (min) 0

15

30

45

60

75

90

105

120

135

150

165

180

0

-20

-40

-80

-100

-120

-140

Nosníkové chováníBeams behaviour


-60

Membránové chováníMembrane behaviour

Chladnutí-Cooling

-160

-180

-200

Obr. 8: Chování kompozitní desky ELE-BE-2 při požární zkoušce Fig. 8: Behaviour of the composite slab ELE-BE-2 during the fire test ZÁVĚR Výsledky materiálových testů ukazují chování drátkobetonu za požáru. Ze zkoušek desek plyne, že u vhodně navržené stropní konstrukce lze dosáhnout požární odolnost 60 min a vyšší aniž by se musela požárně chránit. Při testu na vodorovné peci spřažená drátkobetonová deska dosáhla požární odolnosti větší jak 120 min, jak z hlediska únosnosti tak i celistvosti. Kritérium izolace bylo porušeno v 59. minutě testu. Z uvedených výsledků vyplývá, že prutová výztužná síť lze nahradit rozptýlenými ocelovými vlákny. OZNÁMENÍ Příspěvek popisuje výstupy práce na projektu Grantové agentury České republiky č. P105/10/2159 a byl vypracován za finanční podpory Studentské grantové soutěže č. SGS12/122/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] SCI P288, Fire Safe Design: A new approach to multi-storey steel framed buildings, The Steel Construction Institute, 2006 [2] Bailey C.G. and Moore D.B.: The structural behaviour of steel frames with composite floor slabs subjected to fire: Part 1: Theory, The Structural Engineer, Vol. 78 (11), pp. 19-27, [3] Lie T.T., Kodur V. R.: Thermal and mechanical properties of steel-fiber-reinforced concrete at elevated temperatures, Canadian Journal of Civil Engineering, 23, (4), pp. 511-517, 1996. [4] Rustin F., Kodur V. R.: Enhancing the fire resistance of composite floor assemblies through the use of steel fibre reinforced concrete, Engineering Structures, pp. 2870-2878, 2011. [5] Bednář J.: Ocelobetonová deska s rozptýlenou výztuží za požáru, Sborník semináře doktorandů, str. 31-34, ČVUT, 2011 [6] Krátký. J., Vodička J., Vašková J. a kol.: Technické podmínky 1: Vláknobeton – Část 1: Specifikace, vlastnosti a shoda při zkoušení vláknobetonu, ČVUT, 2007

-71-


ANALÝZA SVARŮ VYSOKOPEVNOSTNÍCH OCELÍ METODOU KONEČNÝCH PRVKŮ ANALYSIS OF HIGH STRENGTH STEEL WELDS USING FINITE ELEMENT METHOD Tomáš Brtník Abstract New or improved techniques of steel processing such as Thermo-Mechanically Controlled Processing (TMCP) and Quenching in conjunction with Tempering (QT) led to availability of High Strength Steels (HSS) with low alloy content and good weldability in last few years. Requirements for matching strength of electrodes are frequently discussed. Many design codes require overmatching strength, although it can be difficult to find suitable welding consumables that are able to satisfy matching or even overmatching requirements with steel strength over 900 MPa. Another aspect is need for sufficient ductility, which can be also hard to reach with overmatched electrodes. According to lack of sufficient knowledge about behaviour of HSS joints full utilization and material savings is sometimes hard to achieve. The paper deals with tests made with HSS DOMEX 960 and also sophisticated techniques of testing and numerical modelling, which are useful for evaluation of welded joint loading capacity. Key words: high strength steel, welds, mechanical properties, FEM analysis

ÚVOD Nové či vylepšené techniky zpracování oceli jako je např. termomechanické válcování nebo kalení a popouštění vedly v posledních několika letech k dostupnosti nízkolegovaných vysokopevnostních ocelí s dobrou svařitelností. Aktuálním tématem v souvislosti s těmito ocelemi je volba vhodného spotřebního materiálu pro jejich svařování. Některé předpisy požadují elektrody vyšších pevností než je pevnost základního materiálu, což u ocelí s mezí kluzu nad 900 MPa může být často těžké dodržet [1]. Dalším aspektem je požadavek dostatečné tažnosti, který může být u velmi vysokých pevností také splněn jen velmi obtížně. Vzhledem k zatím nedostatečnému množství ověřených dat ohledně možných kombinací různých vstupních parametrů na výslednou pevnost a tažnost svarového spoje je v některých případech složité využít naplno potenciálu materiálových úspor, které vysokopevnostní oceli nabízejí. Výzkum se zabývá testy provedenými na vysokopevnostní oceli DOMEX 960 a také sofistikovanými technikami numerického modelování vhodnými k vyhodnocení únosnosti svarového spoje. EXPERIMENTY Výzkum se zabývá vlivem mechanických vlastností elektrod a množství vneseného tepla na mechanické vlastnosti tupých a koutových svarů termomechanicky válcované oceli DOMEX 960. Pro tyto účely jsou použity elektrody o třech různých pevnostech (meze kluzu 960, 690 a 560 MPa). Jsou použity také elektrody s nižší a významně nižší pevností podkračující normou [2] doporučené hodnoty. Pevnosti použitých materiálů udává obr. 1, tažnosti obr. 2. Vzorky jsou svařovány pomocí metody MAG. Je sledován vliv pevností materiálu elektrod a různých režimů chladnutí svaru (teplota t8/5) na mechanické vlastnosti svarového kovu i tepelně ovlivněné oblasti. Všechny sledované parametry jsou pro každou elektrodu a teplotní režim zkoušeny na dvou sadách vzorků svařených pomocí vícevrstvého svaru účinné tloušťky 6 mm a orientovaných paralelně nebo kolmo ke směru válcování. Z provedených svařenců jsou nařezány a vyfrézovány zkušební vzorky pro tahové zkoušky a pro zkoušky vrubové houževnatosti viz obr. 3. Aby nebyly při dělení materiálu ovlivněny mechanické vlastnosti na okrajích spojovaných plechů, bylo řezání prováděno vodním paprskem.

-72-


Obr. 1: Mechanické vlastnosti použitých materiálů Fig. 1: Mechanical properties of materials used

Obr. 2: Tažnosti A5 základního materiálu a použitých elektrod Fig. 2: Ductility A5 of base material and electrodes used Pro svařování byly použity plněné elektrody od firmy Drahtzug Stein označení MF940 M, 742 M a MF 1100 M. Před svařováním byly navržené vstupní parametry kontrolovány pomocí online verze programu Weld Calc společnosti SSAB. Parametry při svařování byly následující: Uhlíkový ekvivalent CET=C + (Mn + Mo)/10 + (Cr + Cu)/20 + Ni/40 = 0,28 Teplota předehřevu Tp = 20°C – díky malé tloušťce materiálu bylo možno svařovat při pokojové teplotě Náhradní tloušťka spojovaných plechů d1 + d2 d = 12 mm Obsah difuzního vodíku v elektrodách nebyl měřen, způsobem balení a podmínkami skladování bylo zajištěno, že množství difuzního vodíku nepřesáhlo 5 ml / 100 g.

-73-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Množství vneseného tepla Q se pohybovalo v závislosti na rychlosti pojezdu svářečky v rozmezí 0,6 – 1,1 kJ/mm. Během svařování byla měřena mezihousenková teplota pomocí bezdotykového IR teploměru. Doba ochlazování t8/5 se pohybovala v závislosti na vstupu tepla v rozmezí 6 až 14 vteřin.

Obr. 3: Popis typů vzorků pro základní materiál a tupé svary Fig. 3: Description of specimen types for base metal and butt welds Z obr. 3 je zřejmá konfigurace vzorků pro vrubovou houževnatost. Jsou zkoušeny houževnatosti základního materiálu v obou směrech, tepelně ovlivněné oblasti také na obou stranách svaru a též houževnatost v místě čistého svarového kovu. Vzorky pro vrubovou houževnatost jsou zkoušeny při mínus 40 °C. Chlazení probíhá v klimatické komoře.

Obr. 4: Vzorky pro zkoušky koutových svarů Fig. 4: Samples for fillet welds tests

-74-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Hodnoty vrubových houževnatostí slouží k ověření správnosti technologického postupu. Dále je na příčných řezech svarem měřena tvrdost ve všech částech svaru a prováděny makrografické snímky, s jejichž pomocí lze určit hranice tepelně ovlivněné oblasti. Pro numerickou analýzu není uvažováno s ortotropií / anizotropií materiálu, jako výsledné mechanické vlastnosti byly v prvním přiblížení numerických výpočtů uvažovány horší vlastnosti z obou směrů pro pevnost i tažnost. Za účelem ověření mechanických vlastností koutových svarů byly vyrobeny vzorky dle obr. 4 ve čtyřech variantách: Dvě varianty koutových svarů namáhaných podélně a přivařených ke spojovanému plechu rovnoběžně a kolmo ke směru válcování, stejná konfigurace byla použita i pro vzorky s koutovými svary namáhanými příčně. Koutové svary nebyly na rozdíl od tupých svarů z ekonomických důvodů svařovány strojově. Bylo určeno rozmezí rychlostí pojezdu svářečky, ve kterém měl svářeč pracovat, tato rychlost byla měřena stopkami a zpětně dopočítávány parametry vstupu tepla a s ním související režimy chladnutí, které jsou tudíž pro každý vzorek mírně odlišné a pokrývají rozpětí vstupů tepla navrhovaná k testování. Ze všech sad vzorků je zatím vyzkoušen kompletně jen základní materiál v obou směrech, vždy po 5-ti vzorcích. Testy koutových svarů jsou v současnosti provedeny na dvou konfiguracích při použití optického měření pole deformací. Tato měření budou sloužit k porovnání výsledků s konečněprvkovými modely. Zbylé vzorky koutových svarů autor testuje v laboratořích fakulty stavební. Vzorky svarového kovu tupých svarů s označením 2 viz obr. 3 jsou vyráběny soustružením na strojích schopných obrábět vysokopevnostní ocel a zkoušeny v certifikované laboratoři u výrobce elektrod. Vzorky napříč tupými svary s označením 3 a vzorky pro vrubovou houževnatost s označením 4 jsou zkoušeny autorem na fakultě stavební. MKP ANALÝZA Pro numerickou analýzu jsou využívány konečněprvkové programy ANSYS, MSC Marc a SYSWELD. Všechny tyto programy jsou vhodné pro vysoce materiálově i geometricky nelineární výpočty s nestacionárním šířením tepla včetně sdružených úloh. Programy Marc a SYSWELD mají pro simulaci svařování již předdefinovány pohyblivé prostorové zdroje tepla odpovídající všem nejpoužívanějším typům svařovacích procesů a výsledky získané pomocí těchto programů budou mimo jiné použity také pro ověření správnosti výpočtů v ANSYSu.

Obr. 5: Použitý pracovní diagram oceli DOMEX 960 – inženýrské hodnoty Fig. 5: Used stress-strain diagram of steel DOMEX 960 – engineering values

-75-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Konečněprvková analýza je řešena ve třech úrovních podrobnosti. Během svařovacího procesu při ukládání svarové housenky příp. housenek u vícevrstvých svarů dochází vlivem lokálního vstupu tepla a následného smršťování chladnoucího materiálu svarového kovu ve spojení s nerovnoměrným ochlazováním v okolí svarové housenky k vnášení nezanedbatelných vnitřních pnutí. Tato napětí mohou lokálně překračovat mez kluzu materiálu a částečně tak v těchto místech vyčerpávat únosnost části svaru. Vysoké úrovně vnitřních pnutí jsou zvláště nepříznivé v tepelně ovlivněné oblasti, kde může být kromě snížené pevnosti materiálu nižší také tažnost. Účelem tvorby konečněprvkových modelů ve třech úrovních podrobnosti je zjistit, jak detailní analýza je potřebná k dostatečně přesné předpovědi chování svaru. V první úrovni testování není uvažováno tepelné zatížení a tím ani reziduální pnutí. V CAD programu Inventor jsou vytvořeny detailní modely odpovídající svařencům z obr. 3 a 4. Každé části svařence (základní materiál, tepelně ovlivněná oblast a svarový kov) jsou přiřazeny zjištěné mechanické vlastnosti, nadefinovány okrajové podmínky, zatížení a spuštěn nelineární výpočet. Pro predikci kritického místa svařence a celkové únosnosti je použito funkcionality element birth / element death, která umožňuje (na základě předem daných kritérií) vypínat jednotlivé konečné prvky například při dosažení mezního přetvoření, mezního napětí atd. a simulovat tím porušení konstrukce. V druhé fázi jsou pro stejný model nastaveny materiálové charakteristiky závislé na teplotě a nadefinován pohyblivý zdroj tepla. Pro simulaci ukládání svarového kovu je zde opět použita funkcionalita element birth / element death. V tomto případě je zapínání prvků svarové housenky spojeno s průjezdem teplotního zdroje. Při teplotním zatížení a díky měnícím se mechanickým vlastnostem je vneseno do okolí svaru vnitřní pnutí. Takto „předpjaté“ prvky jsou poté zatíženy tahem stejně jako v první variantě. Třetí varianta modelu je možná pouze v programu SYSWELD, který je přímo určen na výpočty únosnosti svařovaných konstrukcí a lze při známém chemickém a krystalovém složení základního materiálu v tomto programu dopočítat mechanické vlastnosti napříč svarem na základě teplotní historie a z toho plynoucí nově vzniklé krystalové struktury. Na obr. 6 jsou znázorněny nejpoužívanější modely prostorového zdroje tepla odpovídající svařovací metodě MAG. Jedná se o dvojitý elipsoid, tzv. Goldakův zdroj (vlevo) a zjednodušený Goldakův zdroj (vpravo). Ve všech výpočtech pomocí výše uvedených programů je používán zjednodušený zdroj, který má jednodušší matematický popis a tím i snazší implementaci jako teplotní zatížení při zachování dostatečně vysoké přesnosti.

Obr. 6: Úplný a zjednodušený Goldakův zdroj tepla Fig. 6: Full and simplified Goldak heat source Zjednodušený Goldakův zdroj tepla je matematicky popsán pomocí rovnic (1) pro přední část zdroje a (2) pro zadní část zdroje [5].

  x2 y 2 z 2   Q( x, y, z ) = Q f exp −  2 + 2 + 2     af b c       x2 y2 z 2   Q( x, y, z ) = Qr exp −  2 + 2 + 2   c    ar b

(1)

(2)

Parametry af a ar odpovídají intenzitám zdroje ve směru x pro přední a zadní část dvojitého elipsoidu a jsou určeny pomocí vneseného tepla a rychlosti pojezdu svářečky. Parametry b a c odpovídají

-76-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 intenzitám ve směrech y a z a jsou kalibrovány podle makro snímků tak, aby tepelně ovlivněná oblast včetně svarového kovu odpovídala v MKP modelu pro danou rychlost svařování oblastem prohřátým nad 800°C. Nastavení tepelného zdroje je pro každý použitý program ověřováno podle dostupné literatury [3, 4, 5, 6]. Průběh teplotní historie je měřen termočlánky. Princip vývoje napětí při svařování je znázorněn na Obr. 7. V okolí čela tepelného zdroje se vytváří vlivem rozpínání materiálu tlakově zplastizovaná oblast. Po uložení svarového kovu a jeho vychladnutí dochází naopak v okolí svaru k tvorbě tahově zplastizované oblasti.

Obr. 7: Vývoj napětí v okolí tepelného zdroje [3] Fig. 7: Development of stresses around the heat source ZÁVĚR Disertační práce se zabývá mechanickými vlastnostmi tupých i koutových svarů provedených pomocí elektrod s nižší a významně nižší pevností na vzorcích z vysokopevnostní oceli S 960 (Domex 960). Cílem práce je vyhodnotit vliv různých poměrů pevností elektrody a základního materiálu a současně různých teplotních režimů na celkové mechanické vlastnosti tupých i koutových svarů oceli Domex 960. Hodnotnými výstupy budou ověřená technologie a užitný vzor. Kromě hodnotných výstupů bude výsledkem práce také model teplotního zdroje MAG svářečky do MKP programu ANSYS využitelný v případném navazujícím výzkumu. OZNÁMENÍ Tento výzkum je podpořen výzkumným grantem SGS12/118/OHK1/2T/11. Autor tuto podporu velice oceňuje. LITERATURA [1] Use and Applications of High Performance Steels for Steel Structures, Structural Engineering document No. 8, s. 99-110 IABSE, 2004 [2] ČSN EN 1993-1-12 Eurokód 3 - Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-12: Doplňující pravidla pro oceli vysoké pevnosti do třídy S 700, ÚNMZ, 2007 [3] Goldak J.A., Akhlaghi M.: Computational Welding Mechanics, Springer 2005 [4] Lindgren L.-E.: Computational Welding Mechanics – Thermomechanical and microstructural simulations, Woodhead Publishing Ltd., 2009 [5] ESI Group - Sysworld Toolbox – CD-ROM – soubor výukových materiálů a teoretických podkladů k programovému systému SYSWELD, 2011 [6] Deng D., Murakawa H., Liang W.: Numerical simulation of welding distortion in large structures, Computational methods in applied mechanics and engineering, 2007, s. 4613-4627

-77-


SMYKOVÝ TOK VE SPŘAŽENÍ OCELOVÝCH PŘÍHRADOVÝCH KONSTRUKCÍ S BETONOVOU DESKOU SHEAR FLOW IN SHEAR CONNECTION OF COMPOSITE STEEL AND CONCRETE TRUSSES Martin Charvát Abstract This paper deals with distribution of longitudinal shear flow between concrete slab and steel truss of real composite bridge. Geometrically and materially non-linear numerical analyses are complicated. Therefore, simplified 2D linear elastic analyses are used for determination of shear forces in design loading level. Studies evaluating size of peaks of longitudinal shear forces above nodes of the composite truss girder in dependence of various entry data are presented. Key words: longitudinal shear, composite truss, elastic redistribution, local effect

ÚVOD Návrh smykového spojení u ocelobetonových konstrukcí v případě plastického návrhu spočívá obvykle ve stanovení potřebného množství smykových zarážek a jejich rovnoměrném rozdělení mezi podporu a místo maximálního ohybového momentu. Při návrhu spřažení s netažnými smykovými zarážkami, pro průřezy 3. a 4. třídy a všeobecně při návrhu mostních konstrukcí, je požadován pružnostní návrh. Zde se spřažení navrhuje na smykový tok působící v příslušném místě. Při návrhu spřažení u ocelobetonových příhradových konstrukcí se musí přihlédnout k nelineárnímu rozdělení smykového toku, protože vlivem účinku lokálních smykových sil vznikají nad styčníky příhradového nosníku výrazné špičky tohoto toku. Eurokód 4 [1] popisuje vliv soustředěných sil na průběh smykového toku zjednodušeně a konzervativně, v závislosti na efektivní šířce betonové desky. Příspěvek prezentuje vliv různých konstrukčních variant (tuhosti spřažení, tuhosti horního ocelového pásu, zhuštění spřahovacích prvků, efektivní šířky a tloušťky betonové desky) na průběh smykového toku ve spřažení konkrétního mostu. SPŘAŽENÝ PŘÍHRADOVÝ MOST PLANÁ U MARIÁNSKÝCH LÁZNÍ Pro analýzu průběhu smykového toku byl vybrán realizovaný spřažený železniční příhradový most u Plané u Mariánských Lázní, na kterém byla provedena statická zatěžovací zkouška [2]. Rozpětí mostu je 35,2 m, plocha a moment setrvačnosti horního ocelového pásu tvaru Π Ah = 0,0335 m2 a Ih = 0,000491 m4, pro dolní pás jsou proměnné Ad = 0,0033 až 0,0045 m2 a Id = 0,000947 až 0,001142 m4 a pro diagonály As = 0,0180 až 0,0415 m2 a Is = 0,000597 až 0,001626 m4. Spřažení bylo realizováno trny průměru 19 mm a délky 150 mm ve vzdálenostech 100 až 250 mm, ve třech typech rozdělení trnů v příčném směru a to ve dvou, třech a pěti paralelních řadách (obr. 1). Pro užitý beton třídy C 30/37 je podle Eurokódu 4 charakteristická únosnost jednoho trnu 81,6 kN.

Obr. 1: Typy rozmístění trnů Fig. 1: Types of stud placement

-78-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Pro analýzu konstrukce byly vytvořeny zjednodušené lineárně pružné modely v programu SCIA ESA. Konstrukce byla modelována pruty příslušných průřezů. V první fázi byl vytvořen model, který svými parametry odpovídá realizované konstrukci (obr. 2). Ve druhé variantě byly trny rozmístěny rovnoměrně, s podélnou roztečí trnů 200 mm.

Obr. 2: Analyzovaný spřažený příhradový most Fig. 2: Analysed composite truss bridge Trny byly modelovány jako náhradní pruty vetknuté do osy horního pásu příhradového nosníku a kloubově připojené k prutu představujícímu betonovou desku tak, aby jejich délky a tloušťky odpovídaly pracovnímu diagramu trnu 19/150 mm (obr. 3). Více trnů v příčném směru bylo nahrazeno náhradním prutem tak, aby jeho tloušťka a délka odpovídala součtu tuhostí daných trnů. Náhradní pruty kruhového průřezu měly délku 280 mm, s průměry pro dvě paralelní řady 84 mm, pro tři paralelní řady 93 mm a pro pět paralelních řad 106 mm. U modelu byly dodrženy vzdálenosti trnů v podélném směru. Pracovní diagram trnu je převzat [3]. Ze studie vyplývá, že lineárně pružné chování trnu je přibližně do 60 % únosnosti trnu, což v uvažovaném případě trnu ⌀ 19 mm odpovídá hodnotě 48,9 kN.

48,9 kN

Obr. 3: Pracovní diagram trnu a jeho lineární náhrada Fig. 3: Load-slip diagram of one stud and its linear substitution Pro ověření modelu bylo využito průhybu zjištěného při statické zatěžovací zkoušce, kde zkušební zatížení bylo umístěno pro získání největšího ohybového momentu na konstrukci (obr. 4). Uprostřed rozpětí byl pro toto zkušební zatížení naměřen průhyb konstrukce 15,9 mm. Výše uvedenou lineárně pružnou analýzou byl vypočten průhyb uprostřed konstrukce 17,1 mm. Protože rozdíl mezi vypočteným a naměřeným průhybem je 7 %, lze říci, že model prokazuje velmi dobrou shodu. Menší průhyb naměřený při zatěžovací zkoušce je dán pravděpodobně spolupůsobením nenosných částí (železniční lože, římsa, zábradlí), popř. nepřesnou interpretací tuhostí spřahovacích prvků. Průběh smykových sil je zobrazen na obr. 5. Využití trnů odpovídá hodnotě 8513 / 81600 ≈ 10,4 %.

-79-


Obr. 4: Zatěžovací stav 1

Obr. 5: Smyková síla na jeden spřahovací prvek

Fig. 4: Load case 1

Fig. 5: Shear force per connector

Obdobný výpočet byl proveden pro zkušební zatížení v poloze ZS 2, vyvozující největší svislou reakci mostu (obr. 6). Průběh smykové síly působící na jeden spřahovací prvek pro toto zatížení je zobrazen na obr. 7. Využití trnů je 8134 / 81600 ≈ 10 %.

Obr. 6: Zatěžovací stav 2

Obr. 7: Smyková síla na jeden spřahovací prvek

Fig. 6: Load case 2

Fig. 7: Shear force per connector

Pro další studie bylo zatížení mostu uvažováno již jen jako rovnoměrné. Na základě stejného průhybu byl přepočten zatěžovací stav ZS1 na rovnoměrné zatížení. Tomu odpovídá při průhybu 17,1 mm zatížení 56,4 kN/m (označeno jako ZS3). Průběh smykové síly pro rovnoměrné zatížení je zobrazen na obr. 8. Využití trnů je 8462 / 81600 ≈ 10,4 %.

Obr. 8: Smyková síla na jeden spřahovací prvek pro rovnoměrné zatížení Fig. 8: Shear force per connector under uniform loading

-80-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Jedním z hlavních úkolů studie bylo zjistit, zda lze rozmístěním spřahovacích prvků upravit průběh pružného namáhání jednotlivých prvků spřažení co nejrovnoměrněji. Pro toto modelování bylo přistoupeno k dalšímu zjednodušení spřažení ve formě rovnoměrného rozmístění po délce nosníku a to ve vzdálenosti po 200 mm. Protože velký vliv na průběh smykového toku má předimenzování spřažení, bylo nejprve modelováno spřažení s různou tuhostí. Na obr. 9 jsou uvedeny pracovní diagramy (resp. tuhosti) různých spřažení. Odpovídající průběhy smykových namáhání trnů jsou uvedeny na obr. 10. Ve všech případech bylo počítáno s délkou lineární náhrady 280 mm. Pro jeden trn v řadě vychází průměr lineární náhrady 70 mm (průhyb mostu 19,5 mm), pro pět paralelních trnů 106 mm (průhyb 17,3 mm) a pro deset trnů 128 mm (průhyb 16,9 mm). Pro jeden trn v řadě je využití 37290 / 81600 ≈ 46 %. Pro pět trnů paralelně je využití trnů 10654 / 81600 ≈ 13 % a pro deset trnů paralelně je využití 6195 / 81600 ≈ 7,5 %.

Obr. 9: Pracovní diagramy náhradních trnů

a

Fig. 9: Load slip diagrams of substitute connectors

b c Obr. 10: Smyková síla na trn v závislosti na tuhosti spřažení: a - 1 trn, b – 5 trnů, c - 10 trnů (zatěžovací stav ZS3) Fig. 10: Shear force per connector depending on stiffness of the shear connection: a - 1 stud, b - 5 studs, c - 10 studs (load case ZS3) Dále byl sledován vliv tuhosti horního ocelového pásu a šířky betonové desky pro zatěžovací stav ZS3. Na obr. 11 je uvedeno namáhání trnů pro poloviční a dvojnásobnou tuhost vzhledem k realizované konstrukci. Realizovaná konstrukce má moment setrvačnosti horního ocelového pásu Ih = 0,000491 m4, zavedený poloviční moment setrvačnosti byl Ih = 0,000245 m4 a dvojnásobný Ih = 0,000982 m4. Náhradní spřažení bylo upraveno pro jiná těžiště horního ocelového pásu. Pro

-81-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 poloviční tuhost horního pásu byla modelována lineární náhrada délky 260,9 mm s průměry 100 mm pro pět trnů a 118 mm pro deset trnů. Pro dvojnásobnou tuhost horního pásu byla délka lineární náhrady 294,6 mm s průměry 109 mm pro pět trnů a 130 mm pro deset trnů. Průhyb konstrukce pro poloviční tuhost pásu pro pět paralelně umístěných trnů byl 17,9 mm, pro deset trnů 17,5 mm, resp. pro dvojnásobnou tuhost pro pět trnů 16,8 mm a deset trnů 16,5 mm. Vlivem zvětšení tuhosti horního pásu bylo sníženo využití prvku cca o 18 %. Naopak snížením tuhosti horního ocelového pásu se zvětšilo využití prvku o cca 17 %. Všechny procentuální hodnoty využití spřahovacích prvků se vztahují k místu jejich největšího namáhání ve vzdálenosti 2,2 m od podpory (hodnoty z obr. 10).

Obr. 11: Smykové síly v závislosti na tuhosti horního pásu: 5 trnů / 200 mm (vlevo), 10 trnů / 200 mm (vpravo) Fig. 11: Shear forces depending on stiffness of the upper chord: 5 studs per 200 mm (left), 10 studs per 200 mm (right) Dále bylo vyšetřováno namáhání trnů v závislosti na šířce betonové desky. Realizovaná deska má šířku 3375 mm a výšku 300 mm. Na obr. 12 je uveden vliv dvojnásobného zvětšení (6750 mm), resp. zmenšení (1687 mm) efektivní šířky betonové desky pro spřažení pěti paralelními trny ve vzdálenostech 200 mm. Pro dvojnásobnou šířku betonové desky byl průhyb 16,0 mm, pro poloviční 19,2 mm. Lineární náhrady trnů měly průměr 106 mm a délku 280 mm. Vliv dvojnásobného zvětšení šířky betonové desky zvyšuje namáhání spřahovacích prvků o 5 %. Snížení efektivní šířky o polovinu snižuje jejich namáhání o 10%.

Obr. 12: Smykové síly v závislosti na šířce betonové desky Fig. 12: Shear forces depending on effective width of the concrete slab

-82-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 V poslední studii byl sledován vliv tloušťky betonové desky na namáhání trnů. Betonová deska byla uvažována se šířkou 3375 mm o dvou tloušťkách: 600 mm a 100 mm. Pro tloušťku 100 mm byl průhyb 21,7 mm a pro tloušťku 600 mm pouze 14,5 mm. Pro desku tloušťky 600 mm bylo uvažováno spřažení s náhradními pruty délky 430 mm a průměrem 146 mm. Pro desku s tloušťkou 100 mm činila délka 180 mm a průměr 76 mm (odpovídá pěti paralelním trnům). Průběh smykových sil je uveden na obr. 13. Při srovnání s realizovanou betonovou deskou tloušťky 300 mm se jedná u zvětšené tloušťky o zanedbatelnou změnu maximálního využití. Poloviční tloušťka způsobuje snížení maximálního využití trnů o 17,5 %.

Obr. 13: Smykové síly v závislosti na tloušťce betonové desky Fig. 13: Shear forces depending on thickness of the concrete slab ZÁVĚR Příspěvek se zabývá průběhem smykového toku mezi betonovou deskou a horního ocelového pásu spřaženého příhradového nosníku. Z provedené 2D lineární analýzy vyplývá, že postup podle Eurokódu 4 není zcela vhodný pro určování velikosti smykových sil pro namáhání spřahovacích prvků, neboť stanovení podélného smyku závisí pouze na efektivní šířce betonové desky. Při návrhu ocelobetonové příhradové konstrukce je však třeba uvažovat i další vlivy. Především to je tuhost horního ocelového pásu, kde vlivem deformace méně tuhého pásu dochází k menšímu přerozdělení smykové síly mezi prvky a tedy větším špičkám smykového toku nad styčníky. Opačný vliv na průběh smykového toku má předimenzování spřažení, které rovněž vede k výrazným špičkám smykového toku. Uvedený rozbor smykových sil pro proměnné zatížení dopravou na realizovaném spřaženém příhradovém mostě ukazuje, že konstrukce je z hlediska distribuce prvků spřažení velmi vhodně navržena a využití jejich únosnosti pro zatížení dopravou je nízké. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem SGS12/032/OHK1/1T/11. Poděkování patří Ing. J. Laifrovi (SUDUP Praha a.s.) za podklady k realizovaným mostům a cenné připomínky. LITERATURA [1] ČSN EN 1994-2: Eurokód 4: Navrhování spřažených ocelobetonových konstrukcí – Část 2: Obecná pravidla a pravidla pro mosty, ČNI, 2006 [2] Kroupar M.: Podklady pro statickou zatěžovací zkoušku – Optimalizace trati Stříbro – Planá u Mariánských Lázní – SO 60-38-01, 2009 [3] Oehlers D.J. and Coughlan C.G.: The shear stiffness of stud shear connection in composite beams, J. Construct Steel Research, No. 6, 1986, pp. 273-284

-83-


NEDESTRUKTIVNÍ ZKOUŠENÍ DŘEVĚNÝCH PRVKŮ IN-SITU IN SITU NON-DESTRUCTIVE EXAMINATION OF TIMBER ELEMENTS Jan Pošta Abstract Timber structures represent an essential part of a large amount of historically significant buildings. Their condition affects life span of a whole building. Lot of methods and their combinations are used for engineering survey. Nondestructive and semi-destructive testing methods are preferred with respect to the historical value of timber elements. X-ray and microwaves methods belong to modern timber condition evaluation methods. The most commonly used methods in practice are resistance driving pin, resistance drilling, radial cores, ultrasound and their combinations. The subject of the author’s research is to substitute semi-destructive penetration methods by radiometric measure of mass density. Key words: non-destructive, density, timber structures, radiometry, ultrasound

ÚVOD Předmětem autorova výzkumu je ověřit účinnost metody radiometrie s dalšími metodami při zjišťování mechanických vlastností dřevěného prvku. Hlavním cílem disertační práce je zjistit hustotu a modul pružnosti zabudovaného dřevěného prvku pomocí nedestruktivní radiometrie. Přesněji se jedná o metodu měření rozptylu gama záření vyvolaného povrchovou radiometrickou soupravou. Tato metoda se běžně využívá při určování objemové hmotnosti čerstvých betonových směsí, zdiva či asfaltových vrstev vozovky. Na základě takto zjištěné hustoty v kombinaci např. s měřením rychlosti průchodu ultrazvukové vlny lze vypočítat dynamický modul pružnosti, který podle [1] bývá vždy o 5-10 % vyšší než statický modul pružnosti. Z těchto hodnot lze s dostatečnou spolehlivostí dřevěný prvek zatřídit do pevnostní třídy. RADIOMETRIE OBJEMOVÉ HMOTNOSTI Radiometrie objemové hmotnosti je založena na principu průchodu a zeslabení gama záření nebo na principu rozptylu gama záření v měřeném materiálu. Aby bylo možné určit hustotu na základě zeslabení gama záření je nutné, znát hmotnostní součinitel zeslabení, který je závislý na intenzitě zdroje záření a na chemickém složení měřeného vzorku. Dřevo obsahuje z 99% uhlík, sodík, vodík a kyslík. Pro různé druhy dřeva se jejich vzájemný poměr příliš neliší, tudíž rozdíl v hmotnostním součiniteli mezi různými druhy je zanedbatelný [2]. Otázkou je, jaký vliv na měření má vlhkost vzorku. Pokud se ale vhodně zvolí zdroj záření, je hodnota součinitele zeslabení dřeva a vody velmi podobná, nebo se liší do deseti procent. Pokud se tedy vlhkost zkoumaného vzorku nevymyká obvyklým hodnotám zabudovaného dřevěného prvku, může se vliv vlhkosti zanedbat [3]. Z těchto poznatků se vycházel autor i při měření hustoty metodou rozptylu záření gama. EXPERIMENTY Pro experimenty byl zvolen princip rozptylu gama záření. K měření byla použita povrchová radiometrická souprava, která je lehce přenosná a při měření se jednoduše přiloží na zkoumaný prvek, což je pro měření in-situ velmi výhodné. Na jedné straně soupravy je gamazářič a na druhé straně detektor, zářič je odstíněn ochuzeným 238U (obr. 1). Detektor zaznamenává záření, které bylo v materiálu rozptýleno převážně Comptonovým efektem [4]. Využívá se nejcitlivější dostupný zářič Cesium 137. Měření probíhalo v Ústavu stavebního zkušebnictví na VUT v Brně. Byla sledována četnost elektrických impulzů, které odpovídají množství detekovaného záření za 1 minutu a souvisí s hustotou materiálu.

-84-


Obr. 1: Měření hustoty dřevěných prvků povrchovou radiometrickou soupravou Fig. 1: Measuring the density of timber elements by radiometric surface set Aby bylo vliv hustoty na počet impulzů možné vyhodnotit, byly připraveny vzorky z různých druhů dřevin. Jednalo se o lípu, modřín, javor, dub, jasan a akát s rozptylem gravimetricky zjištěných hustot 539-771 kg/m3. Rozměry vzorků byly 120/45 mm. Abychom co nejlépe simulovali reálný trám, byly vzorky kladeny na sebe tak, že konečná sestava měla průřez o rozměrech 120/180 mm (spáry výsledek zkoušky neovlivňují). Ve výsledku byla uvažována průměrná hustota celé sestavy. Každá sestava byla měřena desetkrát, pro výsledný graf byla použita průměrná hodnota četnosti impulsů z těchto měření.

850 800

Neodstíněno 120/180 Not shielded 120/180

R2 = 0,9971

Hustota [kg/m3] Density

750 R2 = 0,9906

Odstíněno 120/180 Shielded 120/180

700


650 R2 = 0,9813

R2 = 0,9999

600


550

450 4100


R2 = 0,9446

500

4200

4300

4400

4500

4600

4700

4800

4900

5000

Četnost impulsů [-] Frequency of impulses

Obr. 2: Závislost četnosti impulsů na hustotě Fig. 2: Dependence of the frequency of impulses on density Abychom zjistili, jaký vliv na měření bude mít odstínění, byla měřena závislost četnosti impulzů na hustotě také při odstínění vzorků (obr. 1). V tomto případě bylo měřeno vždy pětkrát na 4 sestavách o různé výšce (120/180, 120/135, 120/90 a 120/45 mm). Hodnoty koeficientů korelace a determinace ukazují výraznou závislost mezi počtem impulzů a hustotou dřeva. Výsledné grafy závislosti četnosti impulzů na hustotě pro neodstíněný průřez i pro čtyři odstíněné průřezy jsou patrné na obr. 2. Vždy byly zkoumány vzorky o stejném průřezu, jelikož změna rozměrů má na výsledný počet impulzů velký vliv. Proto byl u vybraných dřevin zkoumán také vliv změny výšky či šířky průřezu na počet zachycených impulzů. Jak se při měření postupovalo je vidět na obr. 3. Se zvyšující se výškou se zvyšuje počet zachycených impulzů, vztah mezi změnou výšky a počtem impulzů nejlépe vystihuje lineární regrese (obr. 4). U dubu lze vysvětlit nižší koeficienty závislosti větším rozptylem hustoty

-85-


Obr. 3: Radiometrické měření pro rozdílné průřezy Fig. 3: Radiometric measuring on various cross-sections

4500

Četnost impulsů [-] Frequency of impulses [-]

R2 = 0,9499

R2 = 0,9728

4450

R2 = 0,9014 Javor - Maple

4400

Dub - Oak 4350

Modřín - Larch R2 = 0,8117

4300

Lípa - Linden Akát - Locust

4250 R2 = 0,6752 4200 0,000

0,100

0,200

0,300

0,400

Výška vzorku [m] Height of the sample [m]

Obr. 4: Vliv výšky vzorku na četnost impulsů Fig. 4: Dependence of the height of the sample on frequency of impulses

Četnost impulsů [-] Frequency of impulses [-]

4800 4700

R2 = 0,9999

4600 4500

Javor - Maple

R2 = 0,9968

Modřín - Larch

4400 4300

Lípa - Linden

R2 = 1

4200 4100 0,000

0,050

0,100

0,150

0,200

0,250

Šířka v zorku [m] Width of the sample [m]

Obr. 5: Vliv šířky vzorku na četnost impulsů Fig. 5: Dependence of the width of the sample on frequency of impulses

-86-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 jednotlivých měřených sestav. U akátu nebyla nalezena žádná závislost. Vliv změny šířky na počet impulzů nejlépe vystihuje polynomická regrese. Koeficienty závislosti jsou poměrně vysoké. Se zvyšující se šířkou naopak počet impulzů klesá (obr. 5). Z uvedených experimentů je zřejmé, že počet zachycených impulzů povrchovou radiometrickou soupravou závisí na hustotě, šířce vzorku a výšce vzorku. Na dřevěné stavební konstrukce se převážně používá smrk, proto byly k odvození vztahu pro výpočet hustoty pomocí radiometrie připraveny nové vzorky ze smrku, dvou jehličnatých dřevin (borovice, modřín) a jedné listnaté dřeviny (dub). Borovice a modřín byly vybrány, protože jejich hustota je blízká hustotě smrku. Dub byl vybrán pro srovnání, hustota dubu je výrazně vyšší. Od každého druhy byly k dispozici vzorky o průřezu 120/120, 120/140, 120/160, 120/180, 120/200, 120/220 a 120/240 mm. Radiometrickou povrchovou soupravou byl měřen počet zachycených impulzů za jednu minutu. Každý vzorek byl měřen 5x po výšce i po šířce, orientace vláken byla volena náhodně. Vzorek byl na koncích podložen dvěma smrkovými trámky, takže zkoumané prvky nebyly v kontaktu s podlahou ani odstíněny. Z pěti naměřených hodnot počtu impulzů byl vypočítán průměr. Pro všech třináct různých průřezů byly sestaveny rovnice závislosti počtu impulzů na hustotě (lineární regrese). Odchylky vzorků od nominálních rozměrů byly zanedbány. Závislosti pro různé průřezy jsou velmi vysoké. Koeficient determinace R2 dosahuje hodnot od 0,951 až do 1,000 (tab. 3).

Tab. 3: Výsledky měření Table 3: Results of the tests Měřeno po výšce Průřez vzorku [mm]

120/120

120/140

120/160

120/180

120/200

120/220

120/240

Počet měření

5

5

5

5

5

5

5

Koeficient korelace R

0,998

0,999

0,999

0,975

0,993

0,984

0,967

2

0,995

0,998

0,998

0,951

0,986

0,968

0,936

Koef. determinace R

Měřeno po šířce Průřez vzorku [mm]

120/120

140/120

160/120

180/120

200/120

220/120

240/120

Počet měření

5

5

5

5

5

5

5

Koeficient korelace R

0,998

1,000

0,995

0,992

0,993

0,993

0,981

2

0,995

1,000

0,991

0,983

0,986

0,987

0,963

Koef. determinace R

4450 Četnost impulsů [-] Frequency of impulses [-]

4400

R2 = 0,9236

4350

Smrk - Spruce

R2 = 0,9664

4300

R2 = 0,9751

4250

Borovice - Pine

4200 4150

Modřín - Larch

4100

R2 = 0,1297

4050

Dub - Oak

4000 0

50

100

150

200

250

Výška vzorku [m] Height of the sample [m]

Obr. 6: Vliv výšky vzorku na četnost impulsů Fig. 6: Dependence of the height of the sample on frequency of impulses

-87-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Dále byl vyšetřován vliv výšky a šířky vzorků pro každou dřevinu zvlášť. Vzhledem k tomu, že hustota i v rámci jednoho druhu dřeviny není stálá, byla stanovena průměrná hustota pro každou sadu vzorků o průřezu 120/120 až 240/120 (smrk 512,4 kg/m3, borovice 584,5 kg/m3, modřín 630,1 kg/m3 a dub 1003,8 kg/m3). Čtyři průměrné hodnoty hustoty byly dosazeny do rovnic lineární závislosti počtu impulsů na hustotě. Tak byl získán počet zachycených impulsů pro vzorky stejné hustoty a různých průřezů. Vliv výšky vzorku na četnost zachycených impulsů je zachycen na obr. 6. Závislost mezi výškou vzorku a počtem zachycených impulsů (lineární regrese) je velmi vysoká u smrku (R2 = 0,924), borovice (R2 = 0,966) a modřínu (R2 = 0,975). U dubu (R2 = 0,130) závislost nebyla nalezena. Závislost počtu impulsů na šířce (polynomická regrese) je také velmi vysoká pro všechny 4 druhy dřevin (obr. 7). Koeficient determinace R2 je 0,974 pro smrk, 0,982 pro borovici, 0,986 pro modřín a 0,989 pro dub. Podobné závislosti byly nalezeny i v měřeních uvedených výše.

4400 R2 = 0,974 Četnost impulsů [-] Frequency of impulses [-]

4300 R2 = 0,9815

Smrk - Spruce

4200 2

R = 0,9861 4100

Borovice - Pine

4000 R2 = 0,9892

Modřín - Larch

3900 Dub - Oak

3800 3700 0

50

100

150

200

250

300

Šířka vzorku [m ] Width of the sam ple [m ]

Obr. 7: Vliv šířky vzorku na četnost impulsů Fig. 7: Dependence of the width of the sample on frequency of impulses Cílem všech těchto experimentů je odvození vztahu pro výpočet hustoty na základě měření radiometrií. Tento vztah byl odvozen pomocí lineární regrese s více proměnnými. Vysvětlující proměnné jsou četnost zachycených impulsů, šířka vzorku, druhá mocnina šířky vzorku a výška vzorku. Po dosazení všech naměřených hodnot získáme vztah pro výpočet hustoty:

ρi = 7397,5 − 1, 426ni − 7, 781ši + 0, 01458ši2 + 0,536vi + ei kde:

(1)

ρi – hustota [kg/m3] ni – četnost impulsů [-] ši – šířka vzorku [mm] vi – výška vzorku [mm] ei – náhodná chyba [kg/m3]

Koeficient determinace R2 dosahuje vysoké hodnoty 0,974, což znamená, že je tento vztah lze účinně použít pro výpočet hustoty. Pro 95% interval spolehlivosti je maximální náhodná chyba emax pro měřené hodnoty ρi rovna ±73,9 kg/m3. U sady smrkových vzorků byla měřena hustota pomocí radiometrie, pro výpočet byl použit vztah (1). V tabulce 4 je uveden 95% interval spolehlivosti ρi. Ve čtvrtém sloupci je pro porovnání vyčíslena hustota zjištěná vážením. Hodnoty hustoty zjištěné vážením všech vzorků se nachází v 95% intervalu spolehlivosti vztahu (1).

-88-


Tab. 4: Měření na smrkových vzorcích Table 4: Measurements on spruce samples Měřené vzorky

Průřez [mm]

Impulsy

S4 S7 S7 S12 S12 S6 S6 S16 S16 S11 S11 S15 S15

119/120 118/141 141/118 118/156 156/118 119/175 175/119 120/194 194/120 119/217 217/119 119/236 236/119

4334,2 4353,6 4304,0 4355,8 4274,6 4358,0 4181,6 4414,4 4224,6 4385,0 4152,4 4420,6 4203,2

ρ (vážení) ρ (radiometrie) [kg/m3] [kg/m3] 495,3 496,9 496,9 507,3 507,3 531,2 531,2 479,3 479,3 527,2 527,2 486,9 486,9

561,6 549,5 515,8 554,4 506,0 557,2 583,0 482,6 476,6 541,2 537,9 500,6 443,1

95% interval spolehlivosti

rozdíl ρ [%]

493,0 - 630,2 482,0 - 617,1 448,5 - 583,2 487,5 - 621,4 438,2 -573,8 490,6 - 623,8 515,0 - 651,0 415,4 - 549,9 408,3 - 544,9 473,3 - 609,1 470,0 - 605,7 431,2 - 570,0 371,8 - 514,3

13,4 10,6 3,8 9,3 -0,3 4,9 9,8 0,7 -0,6 2,7 2,0 2,8 -9,0

ZÁVĚR V první fázi experimentů se autor zaměřil na měření hustoty dřevěných prvků pomocí radiometrie. Výsledky těchto experimentů na vzorcích stejných rozměrů jsou velmi dobré, koeficient korelace R se pohybuje okolo hodnoty 0,98. Významný vliv na výsledky měření má změna průřezu vzorku. Na základě měření prvků o různých rozměrech byly nalezeny závislosti mezi výsledky měření radiometrií a změnou výšky či šířky průřezu. Následně byl odvozen vztah pro výpočet hustoty vzorku na základě četnosti zachycených impulsů, výšce a šířce vzorku. Tento vztah byl použit pro zjištění hustoty sady smrkových vzorků. U všech vzorků byla hodnota reálné hustoty v 95% intervalu spolehlivosti odvozeného vztahu pro hustotu. Hodnotným výstupem práce bude ověřená technologie. OZNÁMENÍ Tento výzkum je podpořen grantem SGS12/125/OHK1/2T/11. Autor tuto podporu vysoce oceňuje. LITERATURA [1] Dolejš J.: Využití nedestruktivních metod k vyšetřování mechanických vlastností dřeva. Disertační práce, České vysoké učení technické v Praze, Fakulta stavební, 1997 [2] Laufenberg T.L.: Using gamma radiation to measure density gradients in reconstituted wood products. Forest Products Journal, Vol. 36, 1986, No. 2, pp. 59-62 [3] Cai, Z.: A new method of determining moisture gradient in wood. Forest Products Journal, Vol. 58, 2008, No. 7/8, pp. 41-45 [4] Hobst L.: Zkušebnictví a technologie - Radiační defektoskopie. Skripta VUT v Brně, 2009

-89-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 EXPERIMENTÁLNÍ ANALÝZA TEPLOTNĚ NAMÁHANÉHO POTRUBÍ EXPERIMENTAL ANALYSIS OF THERMAL STRESSED DUCT Radek Pošta Abstract This paper is focused on experiments on pipe shell and their evaluation. The objective of the experiments was to monitor ganges in the deformation of the duct shell depending on the temperature of the flowing medium. Measurement had been carving out continuously for six days from 19.7. to 24.7.2011. The experiment was made on pipe structure which is a part of dedusting system of rolling mill in Emmenbrücke. The input for the evaluation of experiment was temperature of gas flow which was varied according to the mill operations. Key words: experiment, measurement, duct, temperature, strain

ÚVOD Autor se zabývá numerickým modelováním teplotně namáhaného potrubí. Aby mohly být numerické výpočty ověřeny, bylo v roce 2011 provedeno měření na skutečné konstrukci potrubí. Účelem měření bylo sledovat změny deformace pláště potrubí v závislosti na proměnné teplotě proudícího média. Deformace byly sledovány v oblasti tzv. charakteristické délky skořepiny, která se definuje jako oblast, kde dochází k ovlivnění vzniklých teplotních deformací výztuhou potrubí. Tento jev se zejména týká potrubí větších průměrů, která lze považovat za skořepinové konstrukce. Možnost provést měření autorovi poskytly firmy KAPPA Filter Systems GmbH a Swiss Steel. Konstrukce, na které byl experiment proveden, je součástí odprašovacího zařízení válcovny ve městě Emmenbrücke poblíž švýcarského Lucernu. Měření probíhalo kontinuálně po dobu šesti dní od 19. 7. 2011 do 24. 7. 2011. EXPERIMENTY K měření teplot a poměrného přetvoření na plášti a výztuze byly použity termočlánky a tenzometry speciálně určené pro měření za vysokých teplot (ZC-NC-G1265-120). Průměr a tloušťka potrubí byly 1400 mm a 5 mm. Výztuhu tvořil ocelový pásek 80/10 mm.

Obr. 1: Rozmístění měřících čidel Fig. 1: Location of the measuring sensors

-90-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Část odprášení, na které měření probíhalo, je vyrobena z nerezavějící oceli typu X6CrNiMoTi 17-12-2. Použito bylo celkem 10 tenzometrů a 8 termočlánků. Jejich rozmístění je patrné z Obr. 1. Termočlánky umístěné na výztuze zachycovaly vývoj teploty po průřezu výztuhy. Tenzometry byly umístěny v oblasti charakteristické délky skořepiny ve směru osovém i obvodovém. Termočlánky zaznamenávaly teploty v °C a tenzometry poměrné přetvoření v µm/m.Hodnoty z měření byly automaticky zaznamenávány kontinuálně po dobu šesti dní každé 4 vteřiny. Výsledná data tedy zobrazovala teplotu respektive přetvoření v závislosti na čase. Z důvodu náročnosti na instalaci tenzometrů a jejich značné poruchovosti se podařilo měřit data pouze na polovině z nich. Z tohoto důvodu byly tenzometry umístěny po dvojicích, takže kromě jednoho případu byly všechny důležité body pokryty alespoň jedním funkčním tenzometrem. Příklad naměřených dat je na Obr. 2 a 3. Vstupem pro vyhodnocení měření byla teplota proudícího plynu poskytnutá firmou KAPPA, která současně s naším experimentem prováděla v potrubí měření teploty a obsahu prachu z válcovny.

Obr. 2: Závislost relativní deformace na teplotě plynu (tenzometr č. 5) Fig. 2: Dependence of strain on the gas temperature (strain gage num. 5)

Obr. 3: Závislost teploty pláště a výztuhy na teplotě plynu (termočlánky 1-4) Fig. 3: Dependence of the shell and stif. temperature on the gas temperature (temp. sensors 1-4)

-91-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 ANALYTICKÉ ŘEŠENÍ Analytické řešení spočívalo ve fyzikální úloze přestupu a vedení tepla [1,2]. Výsledkem je teplota pláště v závislosti na teplotě proudícího plynu. Úloha stacionárního vedení tepla válcovou stěnou je podle [3], charakterizována následujícími vztahy:

(1) (2)

(3)

kde q je hustota tepelného toku [W/m2], α1 součinitel přestupu tepla na vnitřním povrchu potrubí [W/m2K], α2 součinitel přestupu tepla na vnějším povrchu potrubí, tf1 teplota vnitřního proudícího plynu [°C], tf2 teplota vnějšího prostředí, t1 teplota vnitřního povrchu potrubí, t2 teplota vnějšího povrchu potrubí, d1 vnitřní průměr potrubí [m], d2 vnější průměr potrubí a λ součinitel tepelné vodivosti nerezové oceli [W/mK]. Při řešení této úlohy, kde tloušťka stěny válce je pouze 5 mm a tepelná vodivost oceli je dostatečně vysoká lze uvažovat, že teplota na obou površích válce bude téměř stejná (t1 ≈ t2). Z (1) a (3) plyne:

(4)

kde tp je teplota potrubí. K řešení (4), kde teplota vnitřního prostředí je známá, teplotu vnějšího prostředí můžeme uvažovat jako tf2 = tref= 22°C a teplota pláště je hledaná veličina, zbývá určit oba součinitele přestupu tepla α1 a α2. Součinitele přestupu tepla se vypočítají pomocí teorie sdílení tepla. Na obou površích se uskutečňují dva druhy sdílení tepla. Těmi jsou konvekce a radiace. Součinitel přestupu tepla konvekcí α se stanoví pomocí kriteriálních rovnic. Součinitel pro vnější povrch vychází z rovnic pro volnou konvekci, která probíhá ve volném prostoru. Naproti tomu součinitel pro vnitřní povrch bude počítán z teorie nucené konvekce vznikající při proudění média v trubkách. Při výpočtu součinitele přestupu tepla volnou konvekcí vycházíme z následujících vztahů uvedené v [4]: α2 =

(5)

!

(6)

(7)

'

" # $ % &

(8)

(

kde T je průměrná teplota okolního prostředí a povrchu, γ teplotní objemová roztažnost [K-1], g gravitační zrychlení, ∆t rozdíl teplot okolního prostředí a povrchu pláště, ν kinematická viskozita vzduchu [m2/s], Gr Grashofovo kritérium, Pr Prandtlovo kritérium, C a n konstanty závisející na druhu a uspořádání proudění, Nu Nusseltovo kritérium, λ součinitel tepelné vodivosti vzduchu [W/mK] a d charakteristický rozměr (průměr válce). Při vyšších teplotách pláště má větší vliv na sdílení tepla radiace. Součinitel přestupu tepla radiací se spočítá z (9). )*+*,- 4 / 0 1 2

(9)

kde ε je emisivita povrchu [-], T rozdíl teplot a σ Stefan-Boltzmannova konstanta [W/m2K4]. Výsledný součinitel přestupu tepla je součtem vlivů konvekce a radiace. Pro výpočet součinitele přestupu tepla na vnitřním povrchu potrubí je nutné určit druh proudění podle [4]. Při proudění plynů v potrubí existují dva druhy proudění, laminární a turbulentní. Zda se jedná o laminární nebo turbulentní proudění se určuje na základě Reynoldsova čísla (Re). Pokud je hodnota Re menší než 2300, jedná se o laminární proudění. Při hodnotě Re nad 10 000 se jedná o turbulentní proudění.

-92-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Hodnota Re mezi výše zmíněnými hranicemi charakterizuje tzv. přechodovou oblast proudění. Hodnota Reynoldsova čísla se určuje z následujícího vztahu (10): 34

5

(10)

&

kde w je rychlost proudění [m/s], d je vnitřní průměr válce, ν kinematická viskozita proudícího plynu [m2/s]. V potrubích o větších průměrech dochází v drtivé většině k turbulentnímu proudění. Tak je tomu i v případě popisovaného experimentu. Rovnice Nusseltova kritéria pro turbulentní proudění je následující [4]: 0,021 34 :,; !

:,<1 =) :,? =)>

(11)

kde Re je Reynoldsovo číslo, Pr Prandtlovo číslo a

=) :,? =)>

se u plynů rovná jedné. Po dosazení (11)

do (5) získáme hodnotu součinitele přestupu tepla konvekcí na vnitřním povrchu. Hodnotu přestupu tepla radiací na vnitřním povrchu získáme z (9). Po vyjádření hodnot přestupů tepla zbývá v (4) poslední hledaná neznámá, kterou je teplota pláště. Jelikož tato hledaná hodnota ovlivňuje oba součinitele přestupu tepla, byl vztah (4) vyřešen numerickými metodami v programu MS excel. Jelikož se mají levá strana a pravá strana vztahu (4) rovnat, je hledaným řešením nulový rozdíl obou stran v závislosti na hodnotě teploty pláště. Řešení takovéto úlohy je znázorněno na Obr. 4.

Obr. 4: Závislost teploty pláště a výztuhy na teplotě plynu Fig. 4: Dependence of the shell and stiffener temperature on the gas temperature Pro ověření naměřených hodnot autor použil i teoretický výpočet teploty na konci výztužného žebra podle [5]. Řešení diferenciální rovnice teplotního profilu žebra bylo provedeno pomocí Besselových funkcí. Vztah pro výpočet teploty na konci žebra je následující: 0 θ A 0BC

(12)

kdeT1je teplota na okraji žebra, θ1 teplotní rozdíl a Tok teplota okolí. θ1se vypočte z (13). D

EF GH I) JF I) KJ I) HF I) L JF I)F H I) KJ I) HF I)F

(13)

kde: D: 0: 0BC N M :,?

(14) (15)

O

-93-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 kde α je součinitel přestupu tepla [W/m2K], b tloušťka žebra [m], λ tepelná vodivost žebra [W/mK], T0 teplota v patě žebra [°C], r1 vnější poloměr [m], r2 vnitřní poloměr a K, I Besselovy funkce. Výsledek je znázorněn na Obr. 4. POROVNÁNÍ ANALYTICKÉHO A NUMERICKÉHO ŘEŠENÍ S EXPERIMENTEM Naměřená data byla zaznamenávána v určitém časovém období. Data zobrazená v závislosti na čase nejsou pro vyhodnocení příliš vhodná, jelikož nezávisí přímo na čase, ale na teplotě proudícího plynu. Veškeré naměřené hodnoty byly tedy přiřazeny k příslušným hodnotám teploty plynu a celá tabulka dat posléze upravena do grafů vyjadřující veličiny v závislosti na teplotě plynu. Na základě provedených experimentů byl kalibrován již dříve hotový numerický model [6]. Zkoumanými veličinami bylo teplotní pole vzorku a poměrné přetvoření. Na Obr. 5, 6 a 7 jsou porovnány analytické, numerické a experimentální studie.

Obr. 5: Závislost teploty pláště na teplotě plynu Fig. 5: Dependence of the shell temperature on the gas temperature

Obr. 6: Závislost teploty výztuhy na teplotě plynu Fig. 6: Dependence of the stiffener temperature on the gas temperature

-94-


Obr. 7: Závislost relativního přetvoření pláště na teplotě plynu Fig. 7: Dependence of the duct strain on the gas temperature ZÁVĚR Z Obr. 5 a 6 je patrné, že teplotu pláště a výztuhy lze dobře predikovat pomocí analytického přístupu. Rozdíl teplot na výztuze určený analyticky a numericky (obr. 6) je způsoben zanedbáním vlivu radiace u analytického řešení. Mírné rozdíly vypočtených a naměřených hodnot jsou způsobeny velikou škálou vstupních parametrů. Např. rychlost proudění plynu v potrubí byla uvažována konstantní hodnota 18 m/s, ve skutečnosti rychlost kolísala mezi 15 až 20 m/s. Dalším faktorem, který nelze zahrnout přesněji do teoretického výpočtu, je vliv povětrnostních podmínek. V grafech jsou dobře patrné tmavší a světlejší oblasti naměřených teplot. Tmavší oblast znázorňuje průměr a světlejší oblasti reprezentují naměřené hodnoty při výkyvech počasí. Na Obr. 7 je patrný rozdíl mezi relativním přetvořením naměřeným a vypočteným z kalibrovaného numerického modelu. Tento nesoulad si autor vysvětluje teplotním namáháním tenzometrů před spuštěním vlastního měření, měřící čidla byla na konstrukci instalována za provozu odprašovacího zařízení. Díky provedenému experimentu je nyní možné výstižně zvolit okrajové podmínky pro numerické modelování v programu Ansys workbench. Pomocí numerických výpočetních modelů se autor pokusí najít vhodnou konstrukční úpravu výztuhy teplotně namáhaného potrubí. Hodnotným výstupem práce bude užitný vzor výztuhy, předložení disertace se předpokládá v roce 2013. OZNÁMENÍ Tato práce vznikla za podpory projektu SGS12/033/OHK1/1T/11. LITERATURA [1] Cengel Y. A.: Heat Transfer a practical Approach, 1998 Nevada USA, ISBN 0-07-011505-2 [2] Kreith F.: CRC Handbook of thermal engineering, 2000 Boca Raton, ISBN 3-540-66349-5 [3] Hejzlar R.: Sdílení tepla, 1993 Praha, ISBN 80-01-01011-2 [4] P. Jurečka: Proudění a sdílení tepla, 2006 Ostrava, ISBN 80-248-1083-2 [5] Jaško I., Lukavský J.: Konstrukce aparátů, 1989 Praha [6] Pošta R., Dolejš J.: Stiffened steel cylindrical shells at elevated temperature, 2011 Budapešť

-95-


PROTLAČOVACÍ ZKOUŠKA A NUMERICKÝ MODEL ALTERNATIVNÍHO SPŘAHOVACÍHO PROSTŘEDKU PLECHOBETONOVÉ MOSTOVKY PUSH OUT TEST AND NUMERICAL MODEL OF THE ALTERNATIVE SHEAR CONNECTOR FOR COMPOSITE BRIDGE DECKS Jan Psota Abstract The research deals with the composite steel and concrete slab used as a bridge deck. Instead of wide spread headed studs the author focuses on the utilization of modified common concrete reinforcement mesh as the shear connector. The article summarizes manufacturing and preparations for push out test. Further the paper describes the numerical models which should reflect the push out test. Key words: bridge deck, shear connector, concrete reinforcement, push out test, numerical model

ÚVOD Příspěvek informuje o postupu v disertační práci, kde se autor věnuje problematice alternativního způsobu spřažení plechobetonové mostovky s betonovou deskou. V článku jsou popsány přípravy vzorků pro protlačovací zkoušku a porovnání těchto experimentů s příslušnými numerickými modely připravenými v softwaru Abaqus. Účelem tohoto výzkumu je návrh a odzkoušení alternativního způsobu spřažení, které by bylo vhodné pro spřažení širokých ocelových pásů s tenkou betonovou deskou plechobetonových mostovek silničních mostů. Běžně používané a přitom široce rozšířené jsou spřahovací trny, případně perforovaná lišta, která se přivaří na horní povrch ocelového plechu. Myšlenka alternativního způsobu spřažení je založena na využití běžné betonářské výztuže, kterou je nutné ale patřičně modifikovat. Plechobetonová ortotropní mostovka se skládá z ocelového plechu tloušťky 10 mm, který je vyztužen soustavou podélných a příčných výztuh ve vzdálenostech cca 2 m (podélné výztuhy) a cca 5 m (příčné výztuhy). Tato ortotropní deska je spřažena s tenkou betonovou deskou tloušťky 80 mm pomocí vhodně tvarované betonářské výztužné sítě. Betonářská síť je předem naohýbána do vlnovitého tvaru a poté v určených místech přivařena koutovými svary k ortotropní desce. Plech ortotropní mostovky slouží jako tažený prvek v tahových oblastech ocelobetonového průřezu a současně i jako ztracené bednění pro betonáž desky. Ohyby betonářské sítě mají respektovat průběhy ohybových momentu v ocelobetonovém průřezu mostovky. Betonářská výztuž jako spřahovací prostředek slouží k přenosu podélných a příčných smykových sil vznikajících při zatížení mostovky na rozhraní materiálů ocelbeton a současně slouží i jako betonářská výztuž betonového průřezu. V případě potřeby je možné betonářskou výztuž doplnit další volně loženou sítí. Jelikož řešená problematika spřažení alternativním spřahovacím prostředkem je rozsáhlá, bylo v první fázi výzkumu přistoupeno k experimentálnímu ověření betonářské sítě pomocí protlačovací zkoušky. Vzhledem k omezeným možnostem, jak prostorovým tak finančním, bylo nutné zredukovat rozměry vzorků se zřetelem na co možná největší zachování přiléhavosti experimentů skutečnému působení. Článek se zabývá přípravou vzorků pro protlačovací zkoušku a následné sestavení numerických modelů, které tuto zkoušku simulují. Zkoušky budou probíhat v Experimentálním centru Fakulty stavební ČVUT v Praze.

-96-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 EXPERIMENTY V první fázi experimentálního ověření chování tvarované betonářské výztuže jako smykového prvku se provede tzv. protlačovací zkouška [1]. Zkouška testuje vliv podélných a příčných smykových sil na spřahovací prvek. Jelikož tvarovaná betonářská výztuž má rozdílné vlastnosti v podélném a příčném směru, je nutné provést experiment na dvou stejných vzorcích namáhaných ve dvou na sobě kolmých směrech. Sestava pro experiment „A“ (testuje se podélné zatížený vzhledem k ose svarů) a sestava „B“ (testuje se příčné zatížení k ose svarů) je zobrazena na obr. 1. Sestava „A“ (Assembly „A“)

Sestava „B“ (Assembly „B“)

Obr. 1: Uspořádání protlačovací zkoušky Fig. 1: Assemblies for push out tests Obě sestavy jsou rozměrově prakticky stejné, aby bylo možné porovnání únosností pro oba dva směry působící síly a také pro porovnání s výsledky numerických modelů obou sestav, které bude následovat po provedených experimentech. Každá testovaná sestava se skládá ze dvou plechobetonových desek (viz obr. 1), neboť takto je zajištěna stabilní poloha pod hydraulickým lisem. Po svaření plechu a podélných výztuh, přivaření výztuže a betonáži desky je na horní vrstvu betonu položen tenký milimetrový plech, který se před sestavením natře olejem, aby bylo omezeno tření a vzájemné spolupůsobení obou plechobetonových desek. Sestava je pod hydraulickým lisem umístěna na I-nosníky, plechobetonové desky jsou k sobě sepnuty pomocí dvojic U-profilů. Síla z hydraulického lisu je přenášena roznášecí deskou na obě betonové desky zároveň. ROZMĚRY EXPERIMENTÁLNÍCH VZORKŮ Rozměry plechobetonové desky pro sestavu „A“ jsou zobrazeny na obr. 2. Deska pro sestavu „B“ je téměř stejná jako „A“, pouze je otočena o 90° a položena na svoji podélnou (delší) stranu. Došlo ještě k modifikaci, a to k úpravě rozmístění výztuh plechu (vždy rovnoběžně s působícím zatížením) a k změně umístění přesahu betonové desky pro usazení roznášecí desky pod lis.

-97-


Obr. 2: Rozměry plechobetonové desky „A“ Fig. 2: Slab dimensions of the specimen „A“ Výše uvedené proporce byly zvoleny s ohledem na maximální vypovídající hodnotu experimentu při zachování minimálních rozměrů sestavy z důvodu omezené prostorové kapacity Experimentálního centra a z důvodu kapacity zkušebního hydraulického lisu. VÝROBA ZKUŠEBNÍCH VZORKŮ A POUŽITÉ MATERIÁLY Detail plechobetonové desky s přivařenou betonářskou výztuží před betonáží je zobrazen na obr. 3.

Obr. 3: Plechobetonová deska před betonáží - detail Fig. 3: The composite steel and concrete slab of the specimen before concreting - detail

-98-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 • Betonářská výztuž [2]: Pro spřažení je použita betonářská výztuž KARI síť o rozměrech ok 100 x 100 mm a průměru drátů 8 mm. Pro využití u skutečných mostovek silničních mostů se předpokládají rozměry ok 200 x 200 mm s průměry drátů 10 mm, či lze síť zhotovit dle individuálních požadavků. Jednotlivé dráty sítě jsou k sobě automaticky bodově svařeny již při výrobě. KARI síť lze jednoduše ohnout do požadovaného tvaru vln na ohýbacím stroji. Pro experiment je použita ocel B500B. Pro skutečné plechobetonové mostovky se předpokládá ocel třídy C, jelikož mostovka je vystavena působení dynamického zatížení od zatížení dopravou. Výroba a ohýbání výztuže proběhlo ve firmě FeralpiPraha s.r.o. v Kralupech nad Vltavou. • Plech mostovky [3]: Plech tloušťky 10 mm vychází ze skutečných tlouštěk mostovek. Rozměry plechu pro obě sestavy („A“ i „B“) jsou 510 x 900 mm. Výztuhy o rozměrech 60 x 10 mm jsou přivařeny oboustrannými koutovými svary (a = 4 mm) k dolnímu povrchu plechu. Použitý materiál je ocel S235JR. Na horní povrch plechu je v určitých oblastech (viz obr. 2) přivařena tvarovaná betonářská KARI síť pomocí oboustranných koutových svarů (a = 4 mm). Výroba plechu s výztuhami a přivaření betonářské výztuže proběhla v mostárně Eurovia s.r.o. • Beton [4]: Obě sestavy (2 + 2 desky mostovky) byly převezeny do laboratoře v Experimentálním centru Fakulty stavební ČVUT v Praze, kde probíhá betonáž do připraveného bednění. Betonáž probíhá v horizontální poloze. Před betonáží je ještě nutné natřít horní povrch plechu vzorku olejovou suspenzí, která zamezí tření a spolupůsobení na rozhraní ploch materiálů ocel-beton. Na přenosu smykových sil se bude poté podílet pouze přivařená betonářská výztuž. Po betonáži bude položen na čerstvý beton milimetrový plech, jehož význam byl vysvětlen již dříve. Beton je kvality C30/37. PROVÁDĚNÍ PROTLAČOVACÍ ZKOUŠKY Budou provedeny dva experimenty protlačovací zkoušky dle [1], jeden pro podélně působící smykovou sílu a druhý pro příčně působící smykovou sílu, vzhledem ke svaru výztuže. U každé sestavy se zatížení bude nejprve stupňovat až do 40 % očekávaného zatížení při porušení a potom se 25krát opakuje cyklus mezi 5 % a 40 % očekávaného zatížení při porušení. Následně se bude přitěžovat tak, aby k porušení vzorku nedošlo dříve než za 15 minut. Podélný posun (prokluz) mezi oběma deskami a ocelovým profilem se bude měřit průběžně během přitěžování nebo při každém přitížení. Prokluz se bude měřit nejméně do doby, než zatížení poklesne o 20 % pod největší dosaženou hodnotu. MATERIÁLOVÉ ZKOUŠKY Pro úspěšné provedení, vyhodnocení a porovnání experimentu s numerickým modelem je nutné experimentálně zjistit vlastnosti použitých materiálů. Proto se plánuje s prováděním protlačovacích zkoušek provést také materiálové zkoušky. Jedná se zejména o zkoušku betonu v tlaku na krychlích (válcích), které budou zhotoveny ze stejné směsi jako deska vzorku mostovky. Krychle (válce) musí být pro identitu výsledků ponechány tvrdnout na stejném místě jako sestavy pro protlačovací zkoušku. Pevnost betonu v tlaku fcm se uvažuje jako průměr ze získaných hodnot. Další zkouška se týká betonářské výztuže, kde bude tahovou zkouškou ověřena pevnost a duktilita drátů použité KARI sítě. Tahovou zkoušku je také nutno provést pro konstrukční ocel plechu a výztuh mostovky. NUMERICKÉ MODELY V softwaru Abaqus [5] byla provedena numerická analýza dvou modelů protlačovacích zkoušek zobrazených na obr. 4. Použité numerické modely zcela korespondují se sestavami, co se týče geometrie, rozměrů a použitých materiálů.

-99-


Bod A2 (beton)

Bod B2 (beton)

Bod A1 (ocel)

Bod B1 (ocel)

Obr. 4: Numerický model experimentu - sestava „A“ (vlevo), sestava „B“ (vpravo) Fig. 4: Numerical model of push out test – assembly „A“ (left), assembly „B“ (right) Vstupní hodnoty materiálů pro oba modely se předběžně uváží jako charakteristické z příslušných materiálových norem [2], [3], [4], jelikož dosud nebyly provedeny materiálové zkoušky. Všechny prvky modelu (ocelový plech, výztuhy, betonová deska, betonářská výztuž) jsou modelovány v prostoru jako objemové prvky solid. Přesné označení prvku je pak C3D8R (objemový prvek, trojrozměrný, 8 uzlů s redukovanou integrací. Roznášecí deska, která přenáší tlakovou sílu z pístu lisu rovnoměrně do betonové desky je modelována jako dokonale tuhé těleso. Pro beton byl vybrán materiálový model Concrete damage plasticity. Pro ocelové části konstrukce (plech mostovky, výztuhy, betonářská výztuž) byl v této fázi zvolen materiálový model Classical metal plasticity. Další součástí tvorby modelu je správné nastavení kontaktů mezi ocelí a betonem, výztuží a betonem a interakce sítí s různou hustotou konečných prvků. Povrch mezi plechem a betonem je potřen olejem při experimentu, proto je tedy zavedeno do modelu nulové tření mezi betonem a ocelí. Kontakt mezi výztuží a plechem mostovky je proveden pomocí funkce tie a představuje tedy svar výztuže a plechu. Kontakt výztuže s betonovou deskou je zabezpečen pomocí vestavěné funkce embedded, která je vhodná pro železobetonové konstrukce. Tato funkce umožní zapuštění výztuže do betonu tak, že se v jednom místě nacházejí oba materiály současně. Materiál výztuže tedy nenahrazuje materiál betonu, ale je zde navíc. Toto řešení je vhodné pro náš model v rámci jeho zjednodušení a úsporu výpočetního času. Okrajové podmínky jsou zavedeny podepřením na spodním čele plechu a výztuh, kde je zabráněno posunu ve všech třech směrech globálních os. Dále jsou svislé výztuhy drženy v příčném směru, jelikož celá sestava bude stažena k sobě ocelovými U-profily. Zatížení je zde zavedeno pomocí plošného zatížení, resp. tlaku na horní povrch (roznášecí desku) vzorku modelu. Výpočet probíhá implicitní metodou. Tato metoda je charakteristická zanedbáváním vlivu setrvačných sil na odezvu konstrukce. Tento typ výpočtu je vhodný pro statickou analýzu, kde se předpokládá lineární nebo nelineární odezva, což je i naše protlačovací zkouška. Pro řešení nelineární úlohy je zvolena Newton-Raphsonova iterační metoda, kde je pro nalezení přibližného rovnovážného stavu na konci každého přírůstku zatížení potřeba několika iterací. S každou další iterací by se měl model v ideálním případě přibližovat k rovnovážnému stavu, tedy konverguje.

-100-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 V následujícím grafu na obr. 5 je porovnán vypočtený prokluz mezi ocelí a betonem pro sestavu „A“ i pro „B“. Výpočet byl ukončen v době, když přírůstky zatížení byly menší než stanovená minimální hodnota. Z hodnot je patrné, že podle očekávání je únosnost ale i prokluz vyšší u sestavy „A“ (680 kN při 0,25 mm) v porovnání se sestavou „B“ (530 kN při 0,08 mm). Spřažení není tudíž duktilní.

Obr. 5: Porovnání prokluzu materiálů u sestavy A a sestavy B Fig. 5: Material slip comparing of assembly A and assembly B

ZÁVĚR Vzorky protlačovací zkoušky jsou nyní ve fázi betonáže. Vlastní experiment se plánuje na léto 2012. Předběžné numerické modely jsou hotovy a čeká se na výsledky protlačovacích a materiálových zkoušek. Po té bude následovat kalibrace numerického modelu a vzájemné porovnání s experimenty. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, je podporován grantem SGS12/126/OHK1/2T/11. Autor dále děkuje ing. Duškovi z firmy Feralpi-Praha s.r.o. za poskytnutý materiál a cenné informace o výrobě a vlastnostech KARI sítí. LITERATURA [1] ČSN EN 1994-1-1: Navrhování spřažených ocelobetonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby, ČNI, Praha, 2006 [2] TP 193: Svařování betonářské výztuže a jiné typy spojů, Mott MacDonald, Praha, 2008 [3] ČSN EN 1993-1-1: Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby, ČNI, Praha, 2006 [4] ČSN EN 1992-1-1: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby, ČNI, Praha, 2006 [5] ABAQUS Online Documentation: Version 6.9, Simulia, 2009

-101-


MOSTOVKOVÉ PANELY Z PLASTŮ VYZTUŽENÝCH VLÁKNY GFRP BRIDGE DECK PANELS Martin Vovesný Abstract The aim of the research is design and analysis of new bridge deck panel made of glass fiber reinforced polymer (GFRP). Use of GFRP in construction is rapidly growing in last few years. The reason for use GFRP is its low self weight in compare of strength and high resistance against weather influenced degradation resulting in long life. Using GFRP for the construction of the bridge deck leads to lightweight construction that can pass the required wheel load. Lightweight design is appreciated for temporary bridge which is expected to be transported and assembled often on places of current need. Long durability and resistance against weather degradation also reduces maintenance costs of bridge deck. Design of deck panel will be done on the base of experiments and FEM analysis. The main use of GFRP bridge deck panel is for temporary bridge but it is possible to extend its use on permanent or movable bridges. Key words: GFRP, bridge deck, temporary bridge, FEM analysis, load tests

ÚVOD Mostovka je částí mostní konstrukce, která bývá u mostů nejčastěji poškozena vlivem povětrnostních vlivů nebo působením dopravy na mostě. Z tohoto důvodu je potřeba věnovat návrhu konstrukce mostovky zvýšenou pozornost, protože je tak možné snížit následné náklady na údržbu celého mostu. Jednou z cest jak docílit vyšší životnosti mostovky je například využívání nových odolnějších materiálů, mezi které se řadí i plasty vyztužené vlákny (FRP). Tento materiál je ve stavebnictví používán krátce, ale dokázal rychle nalézt uplatnění v konstrukcích. Hlavním důvodem k jeho využívání je jeho vysoká odolnost proti degradaci působením povětrnostních vlivů, ale také nízká hmotnost v poměru k pevnosti materiálu. Pokud sledujeme pouze pořizovací náklady je FRP v porovnání s běžně používanými materiály ve stavebnictví, jako je například dřevo, ocel nebo beton, stále ještě velice drahý [1], avšak při rozpočtení nákladů do celé doby životnosti konstrukce jsou celkové náklady srovnatelné. Jednou z možností kde se FRP může velice dobře uplatnit, jsou právě mostovky provizorních mostů. Při návrhu provizorní mostní konstrukce se klade důraz na jiné aspekty než při návrhu mostu trvalého. Při návrhu provizorní konstrukce může docházet na první pohled k těžko řešitelným problémům, a to vzhledem k požadavku snížit hmotnost konstrukce tak, aby byla snadno přepravitelná, ale zároveň zachovat její únosnost a životnost. V současné době se často pro konstrukci mostovky provizorních mostů používalo dřevo, které je lehké, ale není schopné splnit nároky na životnost a je proto potřeba ho často obnovovat, aby mohla konstrukce dobře plnit svůj účel. Cílem vývoje FRP mostovkového panelu pro provizorní mosty je vytvoření alternativy pro v současné době nejčastěji využívanou mostovku s dřevěnými mostinami, která by nabídla lehkou konstrukci mostovky s vysokou životností a tím snížení nákladů na údržbu. NÁVRH MOSTOVKOVÉHO PANELU Při návrhu konstrukce panelu byl kladen důraz jednak na výslednou cenu konstrukce, ale také aby bylo možné mostovkový panel relativně snadno modifikovat pro různé typy konstrukcí. Z tohoto důvodu bylo vybráno konstrukční řešení, které kombinuje běžně vyráběné profily z FRP materiálu a vrstvené desky vyráběné ruční laminací. Konstrukci panelu tvoří I-nosníky spojené s horní a dolní vrstvenou deskou. Příčný řez panelem, který je zkoumán, je na obr. 1. Délka panelu je 1500 mm. Panel je určen pro provizorní most typu těžká mostní souprava (TMS), ale jak již bylo uvedeno, je možné rozměry panelu velice snadno modifikovat

-102-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 tak, aby jej bylo možné použít i pro jiné typy provizorních konstrukcí, jako například most Bailey Bridge.

Obr. 1: Příčný řez mostovkovým panelem Fig. 1: Cross section of bridge deck panel Použité I-nosníky jsou v ČR běžně vyráběným komponentem, k jehož výrobě se využívá technologie pultruze. Výroba horní a dolní vrstevné desky probíhá ruční laminací. Tato metoda sice nedokáže zajistit takové procento vyztužení jako pultruze, je však možné velice snadno upravit složení a orientaci výztuže a tloušťku desky. Spojení I nosníku s deskami se provádí během výroby desek. Při dosažení požadované tloušťky desky postupným kladením vrstev výztuže a prosycováním pojivem se do ještě nevytvrzené horní vrstvy matrice tlakem zalisují I-nosníky a matrice se nechá vytvrdnout. Toto spojení zajistí dostatečné spolupůsobení vrstvené desky a I-nosníku. MATERIÁLOVÉ ZKOUŠKY Jak již bylo uvedeno je celá konstrukce panelu je tvořena FRP materiálem. Tento materiál se stává ze dvou složek, kde každá má svůj specifický účel. První složkou je polymerní matrice. Pro výrobu panelu byl vybrán polyester, který má dostatečnou tuhost a zároveň zajistí dostatečnou odolnost mostovkového panelu proti degradaci v důsledku povětrnostních vlivů. Druhou složkou kompozitu jsou výztužná vlákna. Zde byla vzhledem k ceně a k dostupnosti použita vlákna skelná. Po konzultacích se společností zabývající se výrobou prvků z FRP byl stanoven poměr vyztužení, který udává objemový poměr výztužných vláken a matrice v kompozitu. Zároveň byly také stanoveny typy výztuže, které se při výrobě použily. I-nosníky jsou tvořeny ze 47 % matricí a zbylých 53 % tvoří skelná výztužná vlákna. Skladba výztuže byla zvolena jako kombinace výztužných provazců, které tvořily 51 % veškeré výztuže a zbývající část 49 % byly rohože s náhodně orientovanými vlákny. Výztuž vrstvené desky je tvořena z 37 % procent netkanou rohoží s náhodnou orientací vláken a 63 % tvoří tkané rohože s orientací vláken ve dvou na sebe kolmých směrech. Počet vrstev se liší dle tloušťky desky. Aby bylo možné navrhnout rozměry panelu a ověřit jeho únosnost a deformace, bylo nutné stanovit materiálové charakteristiky FRP. Tyto vlastnosti byly získány na základě provedených materiálových zkoušek. Postupem zkoušení FRP se zabývá celá řada norem, pro tento případ byla vybrána norma ASTM 3039 [2], ve které je podrobně popsán postup zkoušek. Z jednotlivých částí panelu byly odebrány pásové vzorky, na kterých byly prováděny tahové zkoušky. Na základě těchto zkoušek byl stanoven modul pružnosti v tahu a napětí při porušení vzorku. Bylo odebráno celkem 5 typů vzorků z jednotlivých částí panelu s různou orientací. Přehled odebraných vzorků a jejich rozměry viz tab. 1. Na každém vzorku byly osazeny dva tenzometry, pomocí kterých se během zatěžování stanovila relativní deformace vzorku, na základě kterého byl stanoven modul pružnosti v tahu každého vzorku. Pracovní diagramy jednotlivých vzorků jsou na obr. 2 až obr. 6.

-103-


Tab. 1: Pozice a orientace odebraných vzorků z panelu Table 1: Position and orientation of samples in deck panel Číslo vzorku 1 2 3 4 5

Pozice vzorku v panelu pásnice I-nosníku stěna nosníku pásnice I-nosníku vrstvená deska vrstvená deska

Orientace vzorku v panelu podélný směr podélný směr příčný směr podélný směr příčný směr

Rozměry [mm] 10x25x350 10x25x350 10x25x250 20x25x350 20x25x350

Obr. 2: Prac. diagram vzorků 1.1 – 1.4


Fig. 2: Stress-strain relationship of samples 1.1 – 1.4




Fig. 4: Stress-strain relationship of samples 3.1 – 3.5.


Obr. 6: Prac. diagram vzorků 5.1 – 5.5 Fig. 6: Stress-strain relationship of samples 5.1 – 5.5

-104-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 Výsledné materiálové vlastnosti, které byly použity pro numerickou analýzu konstrukce, jsou uvedeny v tab. 2 a 3. V tab. 2 jsou hodnoty napětí při porušení vzorku a způsob porušení dle klasifikace ASTM 3039. Způsob poručení je určen pří písmenným kódem, který určuje polohu orientaci a způsob porušení vzorku. Z módu porušení je zřejmé, že ve většině případů nedošlo k porušení vzorku prostým tahem, ale docházelo k delaminaci a usmyknutí jednotlivých vrstev lamina. Tab. 3 uvádí hodnoty modulu pružnosti v tahu. Pro popsání chování vzorku č. 1 a 2 byl použit lineární pracovní diagram, pro vzorky č. 3-5 byl použit bi-lineární pracovní diagram se stanovením meze plasticity. U těchto vzorků, které mají nižší procento vyztužení ve směru namáhání, se projevilo postupné poškozování vzorku během zatěžování, které je zohledněno snížením modulu pružnosti při dosažení meze plasticity.

Tab. 2: Materiálové charakteristiky a mód porušení dle ASTM 3039 Table 2: Material charakteristik and klasifikation of samples violation by ASTM 3039 Číslo vzorku

Tahové napětí [MPa]

Způsob porušení Průměrná Směrodatná dle ASTM pevnost odchylka [-] [MPa] [MPa] 335,9 ±61,3 LIT

1.1

416,1

1.2

342

MIT

1.3

341,9

DMV

1.4

243,6

SIT

2.1

295,5

SWT

2.2

281,1

GIT

2.3

304,5

SWT

3.1

77,5

LIB

3.2

82,4

LIB

3.3

75,1

LWT

3.4

95,1

LWB

3.5

62,2

LIT

4.1

88,6

MWT

4.2

95,2

LWT

4.3

81,4

LWT

4.4

105,3

SWT

4.5 5.1 5.2 5.3 5.4 5.5

97,2 123,4 95,4 131,3 130,8 154,2

LWB LGM LWT SGV LWT SIT

293,7

±9,6

78,5

±10,7

93,5

±8,1

127

±18,9

Tab. 3: Materiálové modely pro FEM model Table 3: Materials model for FEM analysis Číslo vzorku

1.1 - 1.5 2.1 - 2.3 3.1 - 3.5 4.1 - 4.5 5.1 - 5.5

Pracovní diagram Mez plasticity Re [-] [MPa]

Modul pružnosti vzorku E1 E2 [MPa] [MPa]

lineární lineární bi-lineární bi-lineární bi-lineární

28250 21750 9500 11000 11650

30 40 40

-105-

7250 7000 8000

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2012 FEM ANALÝZA PANELU Numerická analýza panelu byla prováděna v programu ABAQUS. Cílem analýzy bylo stanovit napětí v panelu a svislý průhyb od svislého zatížení. Hodnota návrhového zatížení byla stanovena jako síla 150 kN působící na ploše 250x250 mm. K vytvoření numerického modelu panelu byly použity prvky brick typu „C3D8: 8-node linear brick“. Spojení I-nosníků s horní a dolní vrstvenou deskou nejlépe odpovídal kontakt typu „tie“, který se používá pro simulaci dokonale tuhého spoje, ve kterém se přímo přenáší veškeré napětí mezi oběma spojenými plochami bez prokluzu. Panel byl uložen na dokonale tuhých podporách, na kterých byl definován kontakt, který umožňoval natáčení a posun, tak aby definovaný kontakt co nejlépe odpovídal uložení skutečného panelu na konstrukci mostu. Výsledky numerické analýzy ukázaly, že maximální napětí v prvcích panelu nepřekračuje v žádném bodě hodnoty napětí při porušení, které byly zjištěny z materiálových zkoušek. Maximální napětí dosažené v I-nosníku je 42 MPa. Napětí v horní desce je 35 MPa a v dolní desce 29 MPa. Maximální hodnota svislé deformace v místě působení osamělého břemene je 9,9 mm. ZATĚŽOVACÍ ZKOUŠKY PANELU Pro ověření chování panelu při zatížení kolovou silou a pro verifikaci numerického modelu byly provedeny zatěžovací zkoušky na dvou vzorcích mostovkových panelů, konfigurace zkoušky viz obr. 7. Při těchto zkouškách byl panel osazen tenzometry tak, aby bylo možné zjistit relativní přetvoření jednotlivých částí panelu. Tenzometry byly osazeny na vnitřní strany pásnic I-nosníků, které nejsou v kontaktu s deskami, v podélném směru uprostřed rozpětí na horní a dolní desky panelu nad osou každého I-nosníku a dále na dolní desce uprostřed rozpětí vždy mezi I-nosníky v příčném směru. Byly použity tenzometry typu 1-LY41-20/120. Zároveň byly měřeny svislé průhyby pod nosníky. Každý z panelů byl zatěžován silou 50 kN působící na okraji panelu viz obr. 8. Poté byl panel odtížen a byl postupně zatěžován silou 50 kN, 100 kN a 150 kN uprostřed panelu viz obr. 9. Po každém zatížení byl panel opět odtížen. Po dokončení tohoto zatěžovacího cyklu byl panel zatížen řízenou deformací až do porušení.

Obr. 7: Schéma zatěžovací zkoušky mostovkového panelu Fig. 7: Configuration of load test experiment

-106-


Obr. 8: Zatěžovací zkouška se zatížením na okraji panelu

Obr. 9: Zatěžovací zkouška se zatížením uprostřed panelu

Fig. 8: Load test of deck panel on the edge of deck panel

Fig. 9: Load test of deck panel in the middle of deck panel

Dosažená síla při porušení prvního vzorku byla 300 kN. Došlo k porušení stěny v tlaku pod roznášecí deskou. U druhého vzorku došlo k porušení při zatížení 260 kN. Porušení nastalo podélným smykem v místě spojení stěny a horní pásnice I-nosníku. Deformace změřené při jednotlivých zatěžovacích krocích uprostřed panelu od sil 50 kN, 100 kN a 150 kN jsou porovnány s výsledky numerické analýzy na obr. 10.

Obr. 10. Porovnání deformace panelů při zatěžovací zkoušce a z FEM modelu Fig. 10: Comparation of deflection of decks by load test and FEM model ZÁVĚR Byla zjištěna dobrá shoda výsledků provedených experimentů a numerického modelu. Zároveň také byla prokázána dostatečná únosnost mostovkového panelu pro zatížení dopravou. Cílem další experimentální práce bude ověřit chování panelu při cyklickém zatěžování a stanovit únavovou životnost panelu. OZNÁMENÍ Tato práce vznikla za podpory grantu SGS12/035/OHK1/1T/11. LITERATURA

[1] Majumdar P. K.: Strength and Life Prediction of FRP Composite Bridge Deck, Dissertation, Virginia Polytechnic Institute - Blacksburg, Virginia, April, 2008 [2] ASTM D 3039, Standard Test Method for Tensile Properties of Polymer Matrix Composite Materials, American Society for Testing and Materials, 2002

-107-


ANALÝZA ZBYTKOVÉ ÚNOSNOSTI A ROBUSTNOSTI HYBRIDNÍCH NOSNÍKŮ ZE SKLA A OCELI ANALYSIS OF HYBRID STEEL-GLASS BEAMS IN RESPECT TO RESIDUAL LOAD CAPACITY AND ROBUSTNESS Tomáš Fremr Abstract The article describes research results of hybrid steel-glass beams which are composed from steel flanges and glass web. Analytical model was developed and verified by the results of full scale tests. Analytical model which is based on the truss analogy can be used for preliminary design of such a hybrid structure. Key words: hybrid, steel-glass, experiments, load capacity, analytical

EXPERIMENTÁLNÍ ANALÝZA A OVĚŘENÍ ANALYTICKÉHO MODELU V rámci disertační práce byla provedena experimentální analýza hybridního nosníku složeného z ocelových pásnic a dělené skleněné stojiny. Polotuhé smykové spojení mezi stojinou a pásnicemi zajišťuje lepený spoj. Celkem bylo vyrobeno 8 zkušebních nosníků o délce 4,25 m, která se lišila typem spoje mezi skleněnou stojinou a ocelovými pásnicemi, použitým druhem lepidla a počtem skleněných tabulí, ze kterých byla stojina složena. Prostě podepřené nosníky byly zatíženy cca ve třetině rozpětí dvěma osamělými silami do porušení některé ze skleněných tabulí stojiny. Následně bylo zkušební těleso zatěžováno až do úplného kolapsu. V místě podpor a uprostřed rozpětí byl nosník příčně držen. Ve stejných místech byly na skleněnou stojinu a ocelové pásnice osazeny tenzometry pro měření poměrného protažení a průhyboměry pro měření svislé deformace. Výsledky experimentů byly použity pro ověření analytického modelu. Analytický model hybridního nosníku s dělenou skleněnou stojinou vychází z příhradové analogie, ve které je hybridní nosník nahrazen idealizovanou pružnou prutovou soustavou. Horní a dolní pás náhradního příhradového nosníku je tvořen ocelovými pásnicemi, tlačené diagonály nahrazují jednotlivé skleněné panely stojiny. Takto zjednodušená konstrukce umožňuje snadno stanovit vnitřní síly působící mezi jednotlivými prvky hybridního nosníku. Analytický model byl upraven s ohledem na nelineární chování lepeného spoje mezi skleněnou stojinou a ocelovými pásnicemi a porovnán s hodnotami získanými pomocí experimentů, viz obr.1.

Obr. 1: Porovnání vypočteného a naměřeného napětí ve skle Fig. 1: Comparison of calculated and measured stress in the glass Disertační práce je v současné době rozpracována, k obhajobě bude předložena v roce 2013. Práce na výzkumu byla podpořena projektem MŠMT č. LD 11037 a Nadací Františka Faltuse.

-108-


NUMERICKÉ MODELOVÁNÍ NOSNÍKU SE ZABETONOVANOU STOJINOU A SPŘAŽENÍM TRNY MALÝCH PRŮMĚRŮ NUMERICAL MODELLING OF PARTIALLY ENCASED BEAM WITH SMALL SHEAR STUDS Thi Huong Giang Nguyen Abstract The paper summarizes behaviour of a composite partially encased beam including analysis of longitudinal shear between steel profile and encased concrete. Key words: composite, partially encased beam, longitudinal shear. NUMERICKÉ MODELOVÁNÍ Cílem výzkumu je simulace nosníku se zabetonovanou stojinou spřaženou trny malých průměrů, s využitím dat získaných z protlačovacích zkoušek. Ocelový profil HEB300 délky 4,0 m se stojinami zabetonovanými betonem kvality C20/25 je rovnoměrně zatížený. Spřahovací trny s průměrem 10 mm jsou rozmístěny uprostřed výšky stojiny po 400 mm. Dále jsou předpokládány třmínky o ø 6 mm po 200 mm a čtyři pruty betonářské výztuže o ø 8 mm (ocelová část viz obr. 1). Pro materiálově i geometricky nelineární statickou analýzu (GMNA) byl navržen 3D numerický model na bázi konečných prvků. Obě části spřaženého nosníku jsou modelovány svojí plnou geometrií v programu ANSYS: ocelový profil používá objemový prvek SOLID95, železobetonová část používá objemový prvek SOLID65. Kontakt mezi plochami betonových částí a ocelovým profilem byl modelován pomocí dvojice prvků pro kontakt typu surface-to-surface (plocha-plocha) CONTA174 A TARGE170. Tření mezi ocelovým profilem a betonovou deskou je uvažováno hodnotou 0,2. Pro nelineární řešení kontaktních úloh byla použita metoda Augmented Lagrangian. Smykové spřažení ocelové a betonové částí nosníku je simulováno diskrétně, pomocí nelineárních pružin COMBIN39, působících ve směru podélné osy nosníku. Tento prvek je definován dvěma uzlovými body a nelineární závislostí síly na deformaci. Výpočet MKP byl ukončen porušením betonu v tlaku. Na obr. 2 je uvedeno rozdělení smykového toku v jedné polovině délky nosníku pro zatížení q = 268 N/mm, odpovídající kolapsu nosníku (z výpočtu ANSYS). Je zřejmé, že třecí síly v tomto případě zásadně přispívají ke spřažení. s m y k ov ý tok [N/m m ].

350 300 250 200 150 100 50 0 0 tření

Obr. 1: Detail průřezu Fig. 1: Cross-section detail

400 trny

800 1200 vzdálenost od podpory x [mm] trny+tření

1600

2000

podélný smyk podle technické teorie

Obr. 2: Smykový tok při kolapsovém zatížení q = 268 N/mm Fig. 2: Shear flow at collapse load q = 268 N/mm

V současné době jsou zpracovávány výsledky z MKP modelu uvedeného spřaženého nosníku a následně budou provedeny parametrické studie se změnou třecího koeficientu (µ =0,1; 0,3; 0,4), změnou polohy trnů podél nosníku a zatížením kombinací ohybu a tlaku. Studie ukončí teoretickou část disertační práce (odevzdání 2012/2013).

-109-


IMPLEMENTACE NEKOVOVÝCH MEMBRÁN DO OCELOVÝCH KONSTRUKCÍ NONMETALLIC MEMBRANES TO STEEL STRUCTURES IMPLEMENTATION David Jermoljev ÚVOD Příspěvek popisuje stav rozpracovanosti disertační práce na výše uvedené téma. Práce se zabývá zejména dvěma oblastmi dotčené problematiky a to: - stanovením vnitřních sil v konstrukci během její aktivace a za provozu, - předpoklady pro korektní návrh ocelové konstrukce s integrovanou nekovovou membránou. V současnosti je základem písemná část k vykonané státní doktorské zkoušce, obsahující také úvod do experimentální části. Na ni navazují teoretické studie navrhování konstrukcí s membránami a podrobné vyhodnocení provedených experimentů. TEORETICKÉ STUDIE 1. Ověření nejpoužívanějších inženýrských software SCIA Engineer pro řešení membrán pomocí programu COMSOL Multiphysics – modul Structural Mechanics, který umožňuje řešit fyzikální úlohy popsané parciálními diferenciálními rovnicemi (PDE) metodou konečných prvků na elementárním geometrickém tvaru a na reprezentativním tvaru membránové střešní konstrukce. Byly připraveny srovnávací modely a rozpracováno vyhodnocení výstupů. 2. Parametrická studie závislosti tuhosti uchycení vybrané membránové konstrukce v inženýrském software. Studie je zaměřena zejména na vliv tuhosti primární nosné ocelové konstrukce při spolupůsobení plachty. Byly připraveny srovnávací modely vybrané konstrukce a rozpracováno vyhodnocení výstupů. 3. Parametrická studie vlivu způsobu vnesení předpětí na vybrané ocelové konstrukci s membránou. Studie je zaměřena zejména na posouzení vlivu vnesení předpětí lokálně (posunem bodové podpory) oproti liniovému (předepnutím obvodového lana) s ohledem na reálný způsob aktivace konstrukce. Srovnávací modely jsou ve fázi závěrečného odladění. EXPERIMENTY Probíhá vyhodnocení provedených experimentů zaměřených na způsob stanovení vnitřních sil v tyčových a lanových tažených prvcích a vyhodnocení s ohledem na správnost a přesnost dosažených výsledků. Jedná se o využití měření vnitřních sil u tažených prvků konstrukcí v průběhu realizace různými metodami u různých prvků (tenzometricky, pomocí měření vlastních frekvencí akcelerometry a měřením hydraulického tlaku) a dále o srovnávací laboratorní měření shodného prvku více metodami (digitálním dynamometrem, tenzometricky, měřícím zařízením pro lanové prvky PIAB RTM a pomocí měření vlastních frekvencí akcelerometry). Z dílčích výsledků byla vyhodnocena doporučení pro dosažení relevantních výsledků zejména pro měření pomocí tenzometrů a pro stanovení vnitřních sil z měřených vlastních frekvencí. ZÁVĚR Výstupy teoretické a experimentální části budou prezentovány formou příspěvku na mezinárodní konferenci Ocelové konstrukce a mosty 2012 (Podbanské, SR), 9/2012 a publikovány ve sborníku konference vydavatelstvím Elsevier. Předložení příspěvku se předpokládá i na mezinárodní konferenci v Izmiru (Turecko), 10/2012. Poznatky jsou autorem a spolupracovníky aplikovány při návrhu a realizaci konstrukcí v praxi. Dokončení disertace je plánováno do konce roku 2012.

-110-


LEPENÉ SPOJE KONSTRUKCÍ ZE SKLA NAMÁHANÉ SMYKEM SHEAR BONDED CONNECTIONS OF GLASS STRUCTURES Klára Machalická Abstract The paper deals with shear adhesive connection between glass and glass or glass and another material (steel, stainless steel and aluminium) for five types of glue which were applied in different thickness. The sphere of interest covers elastic adhesives (polyurethanes), semi-rigid (two-component acrylate) and also rigid adhesives (transparent UV-curing acrylates). The research is also focused on influence of ageing (moisture, UV-radiation and thermal changes exposure) to mechanical characteristics of glued connection. The knowledge of one chosen adhesive´s characteristics will be verified in all transparent, glued, 4 m long glass beam which is now prepared. The experimental results supports FE-analysis for all investigated adhesives and also parametric study aimed at different glue thicknesses. Key words: glass structures, glue, shear adhesive connection, artificial ageing

DISERTAČNÍ PRÁCE V minulých letech byla provedena experimentální analýza lepených spojů namáhaných smykem ve spojích sklo-sklo nebo sklo-ocel, nerezová ocel a hliník. Sklo bylo použito jak s hladkým tak zdrsněným povrchem pro zjištění vlivu drsnosti povrchu na adhezi lepidla k podkladu. Výběr lepidel zahrnoval lepidla poddajná (jedno a dvou-komponentní polyuretany), lepidlo polotuhé (dvoukomponentní akrylát) i lepidla tuhá (transparentní UV-vytvrzující akryláty). První část experimentální analýzy provedené na tělesech malých rozměrů se věnovala chování vybraných lepidel v konkrétním spoji a zahrnovala také vyhodnocení vlivu tloušťky vrstvy lepidla na max. dosažené hodnoty pevnosti a smykového přetvoření (zkosení). Druhá část experimentální analýzy byla zaměřena na vliv okolního prostředí (vlhkosti, změn teploty, UV-záření) na mechanické charakteristiky lepidla ve spoji a na odolnost lepidla vůči stárnutí. Zkušební tělesa malých rozměrů byla vystavena laboratornímu stárnutí, kterým lze simulovat pět let v exteriéru v klimatických podmínkách střední Evropy, byla zkušební tělesa zatěžována smykem a jejich výsledky porovnány s výsledky z první etapy experimentální analýzy. Na experimentální část provedenou na cca 130 zkušebních tělesech malých rozměrů navazuje vytvoření a následná kalibrace numerických modelů pro všechna vybraná lepidla. Vzhledem k tomu, že vliv tloušťky vrstvy lepidla pro dvou-komponentní akrylátové lepidlo a UV-vytvrzující akrylátové lepidlo je nezanedbatelný, byly dále numerické modely těchto lepidel upraveny tak aby byly schopny změnu tloušťky ve výpočtu postihnout. Závěrečná část disertační práce je věnována ověření znalostí o lepeném spoji sklo-sklo pro jedno z vybraných transparentních lepidel na 4 m dlouhém lepeném nosníku ze skla profilu I. Stojina je při svém horním i dolním okraji při obou površích zesílena obdélníkovými skleněnými profily tvořícími příruby nosníku. V současné době probíhá příprava dvou zkušebních vzorků, které budou zatěžovány čtyřbodovým ohybem až do porušení. Výsledky těchto experimentů poslouží k verifikaci numerického modelu nosníku, v němž byl použit model lepidla z výše zmíněné etapy výzkumu. Připravovaný lepený nosník ze skla byl v tomto roce podán na Úřadu průmyslového vlastnictví České republiky pro zapsání jako Užitný vzor. Disertační práce, jejímž hlavním cílem je stanovení vlivu různých faktorů na mechanické vlastnosti a chování lepeného spoje vybraných lepidel, bude předložena k obhajobě v roce 2013. Vznikla za podpory projektu SGS10/237/OHK1/3T/11.

-111-


ANALÝZA PŘEDEPNUTÝCH PRUTŮ Z NEREZOVÝCH OCELÍ ANALYSIS OF PRESTRESSED STAINLESS STEEL MEMBERS Kateřina Servítová Abstract The paper describes experimental and theoretical investigation of extremely slender compression elements. The investigated stayed column was made of austenitic stainless steel. The central tube column was 5 m long and the central cross was made from four smaller tube bars and four either prestressed or loose ties (cables). The columns were tested in Central laboratory of CTU in Prague. Key words: Stainless steel structures, Prestressed structures, Prestressed stainless steel columns, Prestressed stainless steel beams, Experimental analysis

EXPERIMENTY Podle předběžného výpočtu konstrukce ve 3D pomocí softwaru SCIA ENGENIER 2009 byl navržen experiment k ověření chování velmi štíhlých prutů z nerezové oceli, opatřených rozpěrnou konstrukcí ke zmenšení vzpěrné délky. V Experimentálním centru FSv ČVUT byly provedeny zkoušky tří tlačených předpjatých nerezových prutů, jejichž délka byla omezena možnostmi laboratoře na 5 m. Zkoušeny byly pruty s čtyřramenným křížem navařeným uprostřed jejich rozpětí, který byl fixován předepnutými lanky. Jeden ze vzorků byl nejprve zatěžován bez předpínacích lan. Maximální dosažená vzpěrná únosnost prutu bez lan byla 7,04 kN, zatímco vzpěrné únosnosti s aktivací kříže předepnutými lanky byly 17,75 kN, 14,93 kN a 16,23 kN. Vzpěrná únosnost druhého případu byla snížena vlivem větší počáteční deformace (naklonění prutu). Experimentem byl ověřen teoreticky předpovězený značný nárůst vzpěrné únosnosti prutu vlivem vložení kříže a vhodným předpětím [1,2]. V současné době se zpracovává nelineární numerický model v programu Ansys, do kterého byly zavedeny výsledky materiálových zkoušek a počátečních průhybů zkoušených prutů. Na jeho základě pak vznikne parametrická studie tohoto problému. ZÁVĚR Cílem disertační práce je propracování návrhu velmi štíhlých tlačených prutů z nerezových ocelí v souladu s ČSN EN 1993-1-4 [3], návrh optimálního uspořádání ke zkrácení vzpěrných délek a zvýšení vzpěrné únosnosti vložením pomocné konstrukce zajištěné předpětím nerezovými lanky. Předpokládá se vypracování parametrické studie a z ní vyplývajícího doporučení pro optimální praktický návrh těchto konstrukcí. Disertační práce bude předložena v roce 2013. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS12/034/OHK1/1T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Servítová K., Macháček J.: Analysis of stainless steel stayed columns, The 6th International Symposium on Steel Structures ISSS-2011, Seoul, 2011, s. 874-881 [2] Servítová K., Macháček J.: Prestressed stainless steel stayed columns, Eurosteel 2011 6th European Conference on Steel and Composite Structures, Brussels, 2011, s. 1767-1772 [3] ČSN EN 1993-1-4: Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí - Část 1-4: Obecná pravidla Doplňující pravidla pro korozivzdorné oceli, ČNI, Praha, 2008

-112-

Nadace Františka Faltuse Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT SBORNÍK

Recommend Documents