Nadace Františka Faltuse Národní skupina IABSE Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT SBORNÍK

Nadace Františka Faltuse Národní skupina IABSE Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT

SBORNÍK semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 23.3. a 3.10.2011

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 2011

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí Ed. Studnička, J. a Vovesný, M. Nadace Františka Faltuse Národní skupina IABSE Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT ISBN 978-80-01-04849-8 -2-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 OBSAH Jiří Studnička:

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

Magdaléna Dufková:

Požární odolnost vícepodlažních budov na bázi dřeva ............... 9

Eva Dvořáková:

Kompozitní dřevobetonové konstrukce ................................... 11

Lukáš Gödrich:

Diskrétní modelování styčníků ocelových konstrukcí .............. 13

Kamila Horová:

Šíření požáru ve vícepodlažních budovách .............................. 15

Jan Hricák:

Průřezy 4. třídy za zvýšené teploty .......................................... 17

Tomáš Jána:

Teplota přípoje nosníku na sloup pomocí U profilu při požáru 19

Jiří Jirků:

Modelování požární ochrany ................................................... 21

Eva Mašová:

Styčníky kulatin ...................................................................... 23

Pavel Nechanický:

Prefabrikované dřevobetonové stropní konstrukce .................. 25

Karel Princ:

Dynamické vlastnosti tyčových závěsů na mostech typu Langerův trám ........................................................................ 27

Radka Teplá:

Systémy konstrukčních táhel při cyklickém zatížení................ 29

Jan Bednář:

Ocelobetonová deska s rozptýlenou výztuží za požáru ............ 31

Tomáš Brtník:

Mechanické vlastnosti svarů vysokopevnostních ocelí ............ 35

Martin Charvát:

Spřažené ocelobetonové příhradové nosníky ........................... 39

Jan Pošta:

Nedestruktivní zkoušení dřevěných prvků in-situ .................... 43

Radek Pošta:

Vyztužené válcové ocelové skořepiny za vysoké teploty ......... 47

Jan Psota:

Numerický model plechobetonové mostovky .......................... 51

Štěpán Thöndel:

Vyhodnocení zkoušky dvou ocelobetonových nosníků s vysokou žebrovou deskou..................................................... 55

Martin Vovesný:

Mostovkový panel z vyztužených polymerů ............................ 59

Tomáš Fremr:

Analýza zbytkové únosnosti a robustnosti hybridních nosníků ze skla a oceli .............................................................................. 63

Klára Machalická:

Lepené spoje konstrukcí ze skla namáhané smykem ............... 69

Kateřina Servítová:

Předepnuté pruty z nerezových ocelí ....................................... 75 -3-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Thi Huong Giang Nguyen: Částečně obetonované profily s použitím trnů malých průměrů ............................................................................................... 81 Václav Hatlman:

Dlouhý šroubovaný spoj prvků z vysokopevnostních ocelí...... 82

Jiří Chlouba:

Přípoj s krátkou čelní deskou se zvýšenou požární odolností ... 83

David Jarmoljev:

Implementace nekovových membrán do ocelových konstrukcí ............................................................................................... 84

Ondřej Jirka:

Polotuhé styčníky konstrukcí krovů ........................................ 85

Petra Kallerová:

Požární odolnost šroubového přípoje trapézových plechů vystavených požáru................................................................. 86

Petr Kyzlík:

Požární odolnost spřaženého stropu s ocelobetonovým nosníkem s vlnitou stojinou a ocelobetonové desky ................................ 87

Michal Netušil:

Hybridní nosníky ze skla a oceli ............................................. 88

Jiří Skopalík:

Dřevěné prostorové konstrukce ............................................... 89

Zuzana Šulcová:

Styčníky ocelových konstrukcí s přerušeným tepelným mostem ............................................................................................... 90

Ivan Tunega:

Částečné smykové spojení ocelobetonových nosníků z materiálů vyšších pevností...................................................................... 91

Radim Vencl:

Šroubované spoje nosných konstrukcí ze skla ......................... 92

-4-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 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 2010 Schůze Správní rady a Dozorčí rady k uzavření roku 2010 proběhla 31. března 2011. Byla schválena Výroční účetní uzávěrka za rok 2010 a Výroční zpráva za rok 2010. Dozorčí rada předložila svoji Výroční zprávu za rok 2010. Výroční zprávu otiskujeme dále. 1.1 Hospodaření Nadace v roce 2010 Vklad Nadace je uložen na termínovaném účtu 276880220657/0100 u Komerční banky, Podvinný mlýn 2, 180 41 Praha 9. Pro zasílání darů je zřízen běžný účet 0000513029400247/0100 u téže banky. Stav jmění Nadace k 31.12.2009 byl 1 674 624,19 Kč, stav k 31.12.2010 je 1 800 877,54 Kč. 1.2 Činnost Nadace v roce 2010 Sedmá výzva k předložení žádostí studentů postgraduálního studia o podporu byla zveřejněna 4.1.2010. Na výzvu se s žádostí o příspěvek přihlásili Ing. Václav Hatlman, Ing.Jiří Chlouba, Ing.Petra Kallerová a Ing.Michal Netušil a byla jim poskytnuta podpora na dokončení disertace 4 x 15 000,- Kč, takže bylo vyplaceno celkem 60 000.- Kč. Pro studenty bakalářského i magisterského studia a pro pomocné vědecké síly katedry ocelových konstrukcí bylo dne 21.4.2010 uspořádáno Kolokvium Františka Faltuse. Účast na kolokviu byla z prostředků Nadace FF dotována finanční odměnou 2000.- Kč pro každého účastníka. Celkem se zúčastnili 4 studenti a bylo jim tudíž vyplaceno 8 000.- Kč. Postgraduální studenti katedry vystoupili na dvoudílném Semináři doktorandů dne 23.3. a 14.9.2010 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 13 studentů, takže bylo vyplaceno celkem 52 000.- Kč. Pomocnému editorovi sborníku Ing.M.Vovesnému byly za přípravu textu vyplaceny 2000,- Kč. Za vytištění sborníku bylo zaplaceno 9 918,72 Kč. Celkové výdaje za seminář tudíž činily 63 918,72 Kč.

-5-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 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 2010 celkem 10 studentů, takže na těchto odměnách bylo vyplaceno celkem 20 000.-,-Kč. Pro studenty bakalářského studia byla zakoupena skripta v celkové ceně 49 200,-Kč. Ve prospěch studentů katedry tak bylo v roce 2010 vynaloženo celkem 201 118,72- Kč. Provozní náklady Nadace se v roce 2010 omezily pouze na úhradu účetní práce s přípravou daňového přiznání (6 000,-Kč) a úhradu ze vedení účtu v Komerční bance (4 196.-Kč). Výnosy z úroků činily 1 568,07 Kč. Všichni členové Správní a Dozorčí rady se zřekli nároku na odměnu. Předsedou Správní rady byly i v roce 2010 osloveny firmy z oblasti stavebních ocelových konstrukcí s žádostí o dary Nadaci. Žádosti se setkaly s příznivou odezvou a během roku 2010 tak bylo shromážděno 336 000.- Kč, za což patří všem dárcům velké díky. V Praze 31. března 2011 Prof.Ing.Jiří Studnička, DrSc., v.r., předseda správní rady Prof.Ing.František Wald, CSc., v.r., člen správní rady pověřený funkcí tajemníka Ing.Antonín Pačes, v.r. člen správní rady pověřený funkcí pokladníka 2. Výroční účetní uzávěrka Nadace Františka Faltuse za rok 2010 Stav nadačního jmění k 31.12.2009:

1 674 624,19 Kč

Dary v roce 2010 Seznam finančních darů NFF dle výpisu z účtu: Datum

dar

5.1.2010 17.3.2010 17.3.2010 13.9.2010 15.9.2010 23.9.2010 24.9.2010 4.10.2010 12.10.2010 13.10.2010 13.10.2010 15.10.2010 20.10.2010 22.10.2010 8.11.2010 10.11.2010 15.11.2010 15.11.2010 19.11.2010

10 000,00 10 000,00 10 000,00 25 000,00 20 000,00 10 000,00 10 000,00 20 000,00 10 000,00 5 000,00 20 000,00 30 000,00 20 000,00 50 000,00 20 000,00 5 000,00 10 000,00 10 000,00 20 000,00

dárce

-6-

Tension Systems Žižka Jiří Žižková Jana VALBEK Metroprojekt Allcons SMP CZ Metrostav Malcon Mott MacDonald Praha MCE Slaný Harsco Infrastructure VPU DECO ALIAZ-Ocelové konstrukce SDS EXMOST Ing. Software Dlubal EXCON SUDOP ČKAIT

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 2.12.2010 7.12.2010 8.12.2010 27.12.2010

5 000,00 3 000,00 10 000,00 3 000,00

Celkem

336 000,00

Vyplaceno přímo studentům Tisk sborníku Skripta

142 000,00 9 918,72 49 200,00

Ve prospěch studentů celkem

201 118,72

Náklady Úhrada za účetní práce Poplatky bance

6 000,00 4 196,00

Náklady celkem

10 196,00

Výnosy = úroky

1 568,07

Stav nadačního jmění k 31.12.2010 Z toho: - na termínovaném vkladu - na běžném účtu

SKÁLA & Vít INDBAU RUUKKI Matějka Engineering

1 800 877,54 1 283 580,62 517 296,92

3. Zpráva Dozorčí rady Výroční zpráva Dozorčí rady Nadace Františka Faltuse ze dne 31.3.2011 potvrdila, že Správní rada postupovala v roce 2009 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 2010 odpovídají statutu Nadace. V Praze 31.3.2011 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 2011 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-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 POŽÁRNÍ ODOLNOST VÍCEPODLAŽNÍCH BUDOV NA BÁZI DŘEVA FIRE RESISTANCE OF MULTI-STOREY TIMBER BASED BUILDINGS Magdaléna Dufková Abstract The behaviour of timber during the fire is coming more and more to the focus of attention of engineering public. Popularity of family and residential houses made of timber has grown recently. This project should analyze fire resistance of multi-storey buildings made from light timber frames. Calculation methods given by Eurocodes are applicable simplistically and only for limited number of building components. Fire experiments and their consequential evaluation by numeric and analytical models are for scientific activity in this field indispensable. In addition to solving of fire resistance of single parts of light frames (floors, walls) and their relation to particular type of materials will this project solve the impact of the contribution of the fire resistance of the board materials on the construction components. The new test method will be evaluated consequently. Key words: light frame timber construction, fire resistance, fire safety, timber construction, the contribution of the fire resistance ÚVOD U vícepodlažních bytových dřevostaveb převažuje skeletový konstrukční systém. Jde o sestavu tvořenou sloupky z rostlého dřeva s prázdnými nebo vyplněnými dutinami, krytými obalovými konstrukcemi (nejčastěji se jedná o sádrové nebo dřevotřískové desky). Tyto obalové konstrukce velmi dobře přispívají k požární odolnosti konstrukčních dílců a prvků. Eurokód [1] zjednodušeně řeší tuto problematiku pouze pro určité obalové konstrukce a pro dobu požární odolnosti do 60 minut. Klíčové je zjištění počátku zuhelnatění dřevěného prvku, při němž tento prvek dosáhne teploty 300 °C. Pomocí nové zkušební normy ENV 13381 – 7, která ještě není v ČR zcela obvyklá, lze stanovit rychlost zuhelnatění pro chráněný a nechráněný prvek (obr. 1) a na základě poměru těchto hodnot vypočítat požární odolnost.

Legenda Key 1 nechráněný prvek unprotected member 2 chráněný prvek protected member Obr. 1: Znázornění závislosti hloubky zuhelnatění na čase pro nechráněný dřevěný prvek (křivka a) a dva rozdílné případy chráněných dřevěných prvků (křivky b a c) [2] Fig. 1: Illustration of charring depth versus time for unprotected (curve a) and two different cases of protected timber members (curves b and c) [2]

-9-

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 EXPERIMENTY Celková analýza zkoušek pomáhá předpovídat chování konstrukcí za požáru a rozvíjet a zdokonalovat výpočetní postupy, numerické a analytické modely. Ve světě i v České republice se provádějí zkoušky na celých konstrukcích pro vědecké účely. Při těchto experimentech je konstrukce vystavena reálnému požáru (parametrická teplotní křivka, zónový model). Také se provádějí zkoušky jednotlivých konstrukčních dílců, které slouží pro certifikaci výrobků. Při těchto zkouškách se prvky zatěžují nejčastěji podle normové nominální teplotní křivky. Pro ověření dělicí funkce dřevěných sestav byla na základě experimentů vyvinuta metoda CAM (Component additive method). Požární odolnost je dle této metody získána součtem příspěvků k požární odolnosti jednotlivých vrstev (vrstvy s ochrannou funkcí a vrstvy s izolační funkcí - první vrstva na neexponované části prvku), viz obr. 2. Tato metoda byla rozvíjena v UK, Kanadě a Švédsku (aktuální návrhová metoda EN 1995-1-2 (příloha E) je založena na švédské verzi component additive method) [3].

Obr. 2: Dřevěné rámové stěnové a stropní sestavy: očíslování a funkce jednotlivých vrstev [3] Fig. 2: Timber frame wall and floor assemblies: numbering and function of different layers [3] ZÁVĚR Disertační práce bude zaměřena na zkoumání příspěvku deskových materiálů k požární odolnosti dřevěných konstrukčních prvků a dílců. Dílčí úlohou bude zjištění času tpr (čas porušení protipožární ochrany, tedy dosažení teploty dřevěného prvku 300 °C). Výsledky plánovaných zkoušek budou porovnány s připravovaným numerickým a analytickým modelem. Při návrhu požární odolnosti dřevěných prvků a dílců je třeba vzít v úvahu, že rychlost zuhelnatění je v případě chráněného prvku jiná, než v případě nechráněného. Pokud protipožární ochranné obložení odpadne, například následkem ztráty přilnavosti nebo selháním uchycení, rychlost zuhelnatění chráněného prvku bude vyšší než rychlost zuhelnatění nechráněného prvku. Toto je třeba do výpočtu zahrnout. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem SGS11/108/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] ČSN EN 1995–1-2 Eurokód 5: Navrhování dřevěných konstrukcí – Část 1–2: Obecná pravidla – Navrhování konstrukcí na účinky požáru. ČNI, Praha 2006 [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] Frangi A., Schleifer V., Fontana M.: Design model for the verification of the separating function of light timber frame assemblies, Engineering Structures 32, 2010, p. 1184-1195

- 10 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 KOMPOZITNÍ DŘEVOBETONOVÉ KONSTRUKCE TIMBER-CONCRETE COMPOSITE STRUCTURES Eva Dvořáková Abstract In recent years, the use of timber-concrete structures has considerably increased especially in case of reconstructions and constructions of prefabricated residential houses. One of the most important requirements of these structures is fire resistance. Author´s research should improve the knowledge on the field of fire resistance design of the timber-concrete structures. Therefore, the aim is based on the generalizing of the results, which will serve as a device for civil engineering practice to be able to safely and economically design such a kind of structure in case of fire. As a next step of the research, analysis of interaction between both materials will be carried out to improve the performance. This paper deals with recent state of knowledge in timber-concrete structures. Main part of the paper is closely connected with Author´s doctoral thesis, where main scope is to describe accurately the behaviour of these structures in case of fire. Key words: timber, concrete, timber-concrete composite structures, fire resistance ÚVOD Dřevobetonové kompozitní konstrukce reprezentují stavební technologii široce uplatňovanou na celém světě jako efektivní způsob zesilování a ztužování existujících stropních desek a nových konstrukcí. Spojení dřeva s betonem se jeví jako výhodné, neboť existující dřevěné podlahy mohou zůstat neporušené a jsou pouze posíleny přidáním betonové desky. Rozvoj problematiky těchto stropů souvisí se širším uplatněním dřeva v bytové výstavbě zejména při realizaci vícepodlažních dřevostaveb. Spřažením betonové desky s dřevěnou konstrukcí se dosáhne zvýšení únosnosti a tuhosti systému [1]. Použitím spřaženého stropu se výrazně redukuje jeho kmitání, které je u čistě dřevěných stropů často vnímáno jako rušivé. Dřevobetonové konstrukce mají dobré akustické vlastnosti a zlepšují vzduchovou a kročejovou neprůzvučnost. Při požáru tvoří betonová deska účinnou bariéru proti šíření plamene, čímž je výrazně zlepšena požární odolnost konstrukce v porovnání s čistě dřevěným stropem [2]. Požární odolnost dřevobetonových prvků je definována dřevem a spřahovacími prostředky [3]. Z výsledků dosavadních zkoušek vyplývá, že chování při požáru je ovlivňováno teplotně závislým poklesem mechanických vlastností dřeva, spřažení a částečně i betonu. Rozhodujícím faktorem je zmenšování průřezu dřevěného prvku kvůli odhořívání dřevní hmoty a snižující se smyková pevnost a tuhost spojovacích prostředků. Při vystavení stropní konstrukce účinkům požáru je nutné znát vlastnosti jednotlivých částí kompozitní dřevobetonové konstrukce při vysokých teplotách, které jsou závislé na rozměrech, tvaru, povrchu, hustotě a vlhkosti dřevní hmoty, velikosti požárního zatížení a teplotě plynu v požárním úseku v průběhu požáru. Tuhost smykového spojení k [N/mm2], která řídí rozdělení napětí po průřezu, je při požáru ovlivňována zejména teplotou dřeva v okolí spřahovacích prostředků a se zvyšující se teplotou rychle klesá. Teplota dřeva v okolí spřažení závisí nejvíce na vzdálenosti osy spřahovacího prostředku od okraje průřezu, tedy na tzv. krytí. V místě smykového spojení může být vývoj teploty řízen rozměrem příčného řezu (zejména šířkou) a druhem požárního scénáře. EXPERIMENTY Za účelem poznání chování dřevobetonových konstrukcí za požáru byl proveden Frangim a Fontanou výzkum na ETH v Curychu. Jejich studie se zaměřila na dva oddělené systémy, a to deskový typ z

- 11 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 masivní dřevěné deskové konstrukce složené z prken spojených hřebíky nebo lepených lamelových nosníků, které mají v horní části drážky pro spojení s betonem a které jsou opatřeny vlepovanými trny do předvrtaných otvorů podél těchto drážek. Druhým systémem byl nosníkový typ, kde byl dřevěný nosník pomocí samovrtných vrutů zavrtaných pod úhlem 45° spojen přes záklop z překližované desky s betonovou deskou. Z výzkumu vyplynulo, že tuhost spřažení klesala s rostoucí teplotou pouze u spřažení pomocí vrutů. U spřažení s vyfrézovanými zářezy a vlepovanými trny nebyl pozorován žádný prokluz mezi dřevěným prvkem a betonem až do zatížení odpovídající hodnotě mezního stavu použitelnosti (přibližně třetina zatížení v mezním stavu únosnosti při běžné teplotě), což znamená, že v průběhu působení požáru nedochází ke snižování tuhosti spřažené konstrukce. Jak požár během požární zkoušky postupoval, rostl kvůli zmenšující se ploše příčného řezu dřevěného prvku a vlivem teploty svislý průhyb a prokluz mezi betonovou deskou a dřevěným nosníkem [3]. Jiný výzkum, který proběhl v nedávné době na Novém Zélandě [4], vyšetřoval chování dřevobetonových konstrukcí za požáru a hodnotil výpočetní metody pro posouzení požární odolnosti těchto kompozitních systémů. Zkoušky v laboratorní komoře byly provedeny na dvou vzorcích skutečné velikosti v Building Research Association of New Zealand (BRANZ). Spojení mezi dřevem a betonem bylo dosaženo pomocí zářezů do dřevěného prvku se smykovými spojovacími prostředky, zabraňujícími nadzdvižení v prvním případě a ocelové desky s prolisovanými trny lisované mezi dvojité nosníky v případě druhém. Bylo zjištěno, že zmenšování průřezu dřevěného prvku vlivem požáru vede ke kolapsu stropní konstrukce. Ta selhala po 75 minutách podle nominální teplotní křivky a zbytkový průřez tvořil pouze 15% původního průřezu. Vzhledem ke kompozitnímu chování, jež je dosaženo spřažením, byly stropní konstrukce schopny odolávat působení požáru po delší časový úsek. Kompozitní chování tak pomáhalo ke zvýšení požární odolnosti ve srovnání s podobnými zkouškami nespřaženého nosníku z vrstveného dřeva (LVL - Laminated Veneer Lumber) ve stejné peci [4]. ZÁVĚR Plánovaný výzkum si klade za cíl zlepšit znalosti na poli požárního návrhu dřevobetonových konstrukcí a obecně tak umožnit inženýrské veřejnosti jejich bezpečný a ekonomický návrh. Řešení je založeno na vyhodnocení vlastního experimentálního programu. Předpokládá se také provedení dalších experimentů dle vlastního návrhu uspořádání. Bude vypracována studie možností provádění podélného smykového spřažení u těchto konstrukcí tak, aby i za požáru fungovalo optimální spolupůsobení obou materiálů a bude ověřena technologie spřažení dřeva a betonu za požáru. Bude vytvořen zjednodušený analytický model pro stanovení požární odolnosti kompozitních dřevobetonových konstrukcí. OZNÁMENÍ Tato práce byla podpořena grantem studentské grantové soutěže ČVUT č. SGS11/109/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Kuklíková A.: Kompozitní dřevobetonové konstrukce. ČVUT v Praze, Disertační práce, 2004 [2] Ceccotti A.: Timber-concrete composite structures. Timber engineering STEP2, Centrum Hout, 1995 [3] Frangi A., Fontana M.: A design model for the fire resistance of timber-concrete composite slabs. Proceedings of the IABSE Conference on Innovative Wooden Structure and Bridges, Lahti, 2001 [4] O´Neill J.W.: The fire performance of timber-concrete composite floor. Christchurch, Doctoral thesis, 2009

- 12 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 DISKRÉTNÍ MODELOVÁNÍ STYČNÍKŮ OCELOVÝCH KONSTRUKCÍ DISCRETE MODELING OF JOINTS OF STEEL STRUCTURES Lukáš Gödrich Abstract Component method is nowadays the most commonly used method for the design of joints. This method is simple and reliable and most suitable for frequently used joints. However, this method is hardly applicable for the design of complex joints with unusual geometry or for the joints with complex load. It is expected to create a numerical model using finite element method for the design of such complex joints. The research focuses on the creation of rules and recommendations for modeling of end plate joints with general geometry and general loading using the finite element method. Key words: joint, component method, finite element method, general geometry, general loading ÚVOD V současné době je návrh styčníků nejčastěji prováděn pomocí metody komponent. Tato metoda je ovšem těžko použitelná pro návrh styčníků se složitou geometrií, které obsahují dosud nepopsané komponenty, viz obr. 1. Některé dosud nepopsané komponenty jsou předmětem zkoumání, jako například T-průřez se čtyřmi šrouby v jedné řadě [1]. Ovšem složité styčníky mohou obsahovat více takovýchto komponent. Na geometrii přípoje mohou být kladeny pokaždé jiné nároky. Je tudíž prakticky nemožné popsat všechny komponenty, z nichž může být styčník složen. Z tohoto důvodu je snaha použít pro návrh komplikovaných styčníků metod konečných prvků. MODELOVÁNÍ STYČNÍKŮ POMOCÍ MKP Touto metodou je možné namodelovat styčník jakékoliv geometrie. Pro modelování je možné použít prostorové nebo deskostěnové prvky. Užitím prostorových prvků se dosáhne nejpřesnějších výsledků, ovšem výpočet je časově náročný. Při užití deskostěnových prvků je nutné provést určitá zjednodušení, výpočet však probíhá mnohem rychleji. Autor předpokládá užití deskostěnových prvků, proto je v rámci výzkumu nutné ověřit, zda tato zjednodušení nepovedou k nepřesným výsledkům. Metoda konečných prvků se pro modelování přípojů používá již mnoho let, doposud však většinou k výzkumným účelům [2]. V takovýchto případech byly nejprve provedeny materiálové zkoušky, které sloužily ke stanovení materiálových vlastností základních prvků styčníku. Následně se v numerickém modelu tyto vlastnosti přiřadily použitým prvkům. Tento postup dává přesné výsledky a ve výzkumu slouží především pro parametrické studie a ověření analytického modelu. V praxi je však nemožné provádět pro každý styčník materiálové zkoušky. Chceme-li tedy metodu konečných prvků použít také pro praktické navrhování, je nutné přístup poněkud pozměnit. Pro základní materiál čelní desky, spojovaných prutů a případných výztuh se předpokládá elasticko-plastické chování, nominální hodnota meze kluzu bude stanovena dle třídy oceli. Posouzení čelní desky, spojovaných prutů a výztuh v plastickém stavu bude založeno na maximálním dovoleném přetvoření. Šrouby budou modelovány zjednodušeně pomocí speciálního MKP prvku, který bude zohledňovat chování šroubu včetně spojovaných plechů a podložek. Matice tuhosti speciálního MKP prvku v tahu bude složena z jednotlivých dílčích tuhostí šroubu v tahu, tuhosti spojovaných plechů a podložek v tlaku. Jednotlivé tuhosti se budou sčítat jako sériově zapojené pružiny. Tuhost ve smyku bude stanovena ze sériově zapojených pružin reprezentujících tuhost šroubu ve smyku a tuhosti spojovaných plechů v otlačení.

- 13 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Obr. 1: Styčník komplikované geometrie Fig. 1: Joint with complex geometry EXPERIMENTY V rámci výzkumu jsou naplánovány dva typy zkoušek. Nejprve budou provedeny experimenty zaměřené na získání pracovních diagramů jednotlivých komponent. Především se tedy jedná o stanovení maximálního přetvoření pro posuzování čelní desky, spojovaných prutů a výztuh. Dále půjde o stanovení pracovního diagramu speciálního MKP prvku v tahu a ve smyku. V druhém typu zkoušek budou testovány celé přípoje s komplikovanou geometrií. K těmto experimentům budou vytvořeny odpovídající numerické modely a bude porovnávána jejich vzájemná shoda. První typ zkoušek se již v současné době plánuje a část z nich bude provedena do konce roku 2011. ZÁVĚR Výzkum je zaměřen na tvorbu pravidel a doporučení pro numerické modelování styčníků s využitím metody konečných prvků a použití těchto výsledků pro skutečné navrhování. Vytvořený model bude popisovat chování styčníku se zohledněním nelineárních materiálových vlastností, kontaktů, atd. Model bude schopen určit skutečné průběhy napětí ve styčníku a tím umožní efektivní návrh přípojů. OZNÁMENÍ Výzkum je podporován grantem SGS11/110/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Jaspart J.P.: Expert report on particular aspects of the design verification of Astron light gage steel building bolted moment connections, Liège, 2010. [2] Virdi K.S.: Numerical simulation of semi-rigid connections by the finite element method, COST C1, Liège, 1999.

- 14 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 ŠÍŘENÍ POŽÁRU VE VÍCEPODLAŽNÍCH BUDOVÁCH TRAVELLING FIRE IN MULTI-STOREY BUILDINGS Kamila Horová Abstract The paper describes models of the design fire environment for structural analysis of multi-storey buildings that are outside the range of applicability of nominal methods. The travelling fire is investigated. The structural response due to a travelling fire with the common design assumption of a uniform fire is compared. The question of “worst-case” structural response should be considered. Key words: multi-storey buildings, travelling fire, uniform fire, near field temperature, far field temperature ÚVOD Častým jevem, zejména ve velkých požárních úsecích (PÚ), je postupné šíření požáru. Stejně tak v atriích či propojených podlažích je nereálné, aby oheň zahltil celý prostor najednou. Pro nedostatek informací v oblasti šíření požáru bylo doposud toto chování nahrazováno lokálním požárem nebo rovnoměrným hořením v celém úseku. Ve skutečnosti jsou ale objekty vystaveny účinkům šíření požáru. Ve studiích lze nalézt pokusy o vytvoření modelu šíření požáru, viz [1]. Z pohledu bezpečného návrhu je důležité, který z uvedených postupů (rovnoměrné hoření v celém PÚ nebo šíření požáru) přesněji popisuje mechanickou odezvu konstrukce. MODELY ŠÍŘENÍ POŽÁRU První modely šíření požáru byly připraveny v roce 1994 ve studii [2]. V PÚ o velikosti 22,8 m x 5,6 m x 2,75 m s větracím otvorem 5,6 m x 2,75 m v přední stěně a hustotou požárního zatížení 380 MJ/m2 byly provedeny 4 experimenty. Společným znakem všech čtyř experimentů je dřívější výskyt maximální teploty v přední části PÚ (blíže větracímu otvoru) než v zadní. Toto chování je v [2] označeno za šíření požáru. Ve všech čtyřech případech byla zapálena řada hranic dřeva umístěná v zadní části PÚ. Požár se samovolně šířil na řadu ležící vpředu. Zatímco přední hranice vyhořely celé, požár na zadních hranicích ustával díky nedostatku kyslíku způsobeným hořením předních hranic dřeva. Když došlo k vyhoření předních hranic dřeva, šířil se požár postupně zpět přes ostatní nevyhořelé hranice do zadní části PÚ. Podobné chování požáru bylo rovněž zaznamenáno v experimentu, při kterém bylo zapáleno všech 30 hranic dřeva současně. Clifton v roce 1996 popsal model požáru velkého požárního úseku, pro který nelze použít předpoklad rovnoměrného hoření, viz [3]. V takových případech může být požár popsán pomocí malých ploch, do kterých se PÚ rozdělí. Plně rozvinutý požár se bude vyskytovat vždy jen na tomto malém úseku, než se přesune do úseku vedlejšího. Závislost teploty na čase v každé malé ploše je popsána pomocí parametrické teplotní křivky. Maximální velikost plochy jednotlivých úseků by neměla překročit 100 m2. V případě takového rozdělení, zajištění dostatečné ventilace z vnějšího prostředí a daného požárního zatížení, vykazoval Cliftonův model šíření požáru z úseku na úsek v horizontu 20 min. Příklad jednoho z modelů je na obr. 1. Další metoda modelování šíření požáru ve velkých PÚ je vyvíjena vědci Reinem a Stern-Gottfriedem od roku 2007, viz [4]. Studie je založena na předpokladu, že teploty ovlivňující konstrukci v PÚ lze díky šíření lokálního požáru rozdělit na teploty tzv. blízkých polí a vzdálených polí. Teploty blízkého pole je dosaženo přímým vlivem plamenů na konstrukci, zatímco teploty vzdálených polí vznikají díky zvýšené teplotě okolních plynů. Za předpokladu rovnoměrného rozložení paliva je doba působení teploty blízkého pole podle [4] rovna 19 min, což odpovídá i výsledkům Cliftonova modelu.

- 15 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 Ve studii [5] je porovnána odezva betonové předpjaté stropní desky na šíření požáru v horizontální rovině s účinkem homogenního teplotního pole v celém PÚ. Studie prokázala, že scénář šíření požáru (aplikace stejných křivek hoření s posunutým počátkem hoření v různých částech úseku) značně ovlivňuje deformace konstrukce. Střídání fáze rozhořívání a chladnutí může přivodit nárůst a pokles deformace v čase. Na základě výsledků z numerických analýz nelze stanovit, který požární scénář ovlivní odezvu konstrukce razantněji. Je proto vhodné zařadit popisovaný model šíření požáru mezi ostatní uvažované scénáře tak, aby byl vystižen nejhorší možný případ.

Obr. 1: Cliftonův model šíření požáru v PÚ s ventilací na jedné straně Fig.1: Clifton´s model of travelling fire in one-side ventilated compartment ZÁVĚR Článek shrnuje známé modely šíření požáru ve vícepodlažních budovách. Podle nedávných poznatků mohou být nominální metody návrhu vícepodlažních konstrukcí za požáru nedostačující. Dynamiku požáru ve složitých PÚ dobře vystihuje model šíření požáru. Může způsobit větší mechanickou odezvu konstrukce než u rovnoměrného hoření. Je proto vhodné zahrnout i model šíření požáru mezi uvažované scénáře. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen projektem LD11039 a grantem SGS č. 10 801390. LITERATURA [1] Ellobody E., Bailey C.G.: Structural Performance of a Post-tensioned Concrete Floor during Horizontally Travelling Fires, Engineering Structures Manuscript Draft, Manuscript number: ENGSTRUCT-D-10-00981, Manchester, 2010. [2] Cooke G.M.E.: The severity of fire in a large compartment with restricted ventilation, Fire Safety on Ships, Paper 5, IMAS 94, The Institute of Marine Engineers, London, 1994. [3] Clifton C.: Fire Models for Large Firecells, Hera Report R4-83, Heavy Engineering Research Association, Auckland, 2006. [4] Stern-Gottfried J., Rein G., Lane B., Torrero J.L.: An innovative approach to design fires for structural analysis of non-conventional buildings, a case study, Proceedings of International Conference on Applications of Structural Fire Engineering, Czech Technical University, Prague, 2009. [5] Ellobody E., Bailey C.G.: Structural Performance of a Post-tensioned Concrete Floor during Horizontally Travelling Fires, Research paper, ENGSTRUCT-D-10-00981, Manchester, 2011.

- 16 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 PRŮŘEZY 4. TŘÍDY ZA ZVÝŠENÉ TEPLOTY CLASS 4 SECTIONS AT ELEVATED TEMPERATURE Jan Hricák Abstract

A significant progress in fire engineering research can be seen in the last decade. This resulted in more precise structural fire design and higher reliability of steel structures. However, for design of slender sections (Class 4 section according to the Eurocode 3), where elevated temperature affects also behaviour of elements subjected to local or distortional buckling, no final conclusions or design methods were published. The aim of the research is therefore developing design procedures for compressed plates at elevated temperatures. Key words: fire engineering, elevated temperature, slender sections, class 4 section ÚVOD Požár vždy způsobuje značné ztráty na majetku, vážné poškození nosné konstrukce budov a představuje riziko pro život a zdraví člověka. Vzhledem k tomu, že vznik požáru nelze nikdy zcela vyloučit, usiluje se alespoň o snížení jeho vlivu na stavební konstrukci. 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. Právě touto částí se zabývá předkládaná práce, která je zaměřena na štíhlé průřezy, jejichž posouzení i konstrukční zásady 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. SOUČASNÝ STAV ŘEŠENÉ PROBLEMATIKY Ačkoliv je ocel nehořlavý stavební materiál, jsou její vlastnosti při požáru negativně ovlivněny působící teplotou, což vede ke snížení mechanické odolnosti nosných konstrukcí [1], [2]. Přestože znalosti o chování ocelových konstrukcí při požáru jsou v mnoha směrech hluboké, některé dílčí problémy dosud nebyly uspokojivě vyřešeny. Mezi ně patří chování ocelových průřezů 4. třídy, pro jejichž návrh se používá zjednodušený a konzervativní model, který dostatečně nepostihuje chování těchto prvků při požáru. Návrh takových prvků je potom nehospodárný a vede ke zvýšené spotřebě oceli, případně k nutnosti chránit tyto prvky proti účinkům požáru. Problematikou lokální stability tlačených a ohýbaných stěn za běžné teploty se zabývá celá řada teoretických a experimentálních prací [3], [4] a v dostatečné míře je problematika návrhu řešena i v návrhových normách. Stabilita stěn je charakteristická pro návrh štíhlých průřezů neboli průřezů 4. třídy, kde se předpokládá, že v důsledku boulení stojin nebo pásnic se musí počítat s tzv. efektivními plochami a ohybová a tlaková únosnost je menší než plná pružná únosnost. Stěna, na rozdíl od prutu, je schopná i po ztrátě lokální stability (po vzniku boulení) přenášet zvyšující se zatížení. Zatímco ideální tlačený prut se po dosažení kritického zatížení okamžitě zhroutí, ideální tlačená stěna je schopna přenášet zatížení vyšší než kritické vlivem membránových napětí. Napětí se v důsledku boulení přerozdělí. V jednoduchém návrhovém modelu to znamená, že se nadále počítá s rovnoměrným napětím, působícím ale jen v rozsahu efektivní plochy průřezu. Současné návrhové modely pro ocelové prvky vystavené účinkům požáru popisují chování poměrně masivních průřezů (tj. průřezů 1., 2. a 3. třídy), jejichž únosnost závisí na mezi kluzu oceli při zvýšené teplotě. Naproti tomu únosnost štíhlých průřezů (tj. průřezů 4. třídy) je navíc ovlivněna lokálním boulením tlačených částí průřezu. V současnosti používaná návrhová metoda pro průřezy 4. třídy je

- 17 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 značně zjednodušená, neboť nejsou k dispozici dostatečné údaje o vlivu vysokých teplota na boulení tenkostěnných průřezů. Zjednodušené modely jsou odvozeny od chování tenkostěnných průřezů při běžné teplotě a nezahrnují stabilitní jevy (membránové působení tenkých stěn). PŘIPRAVOVANÝ VÝZKUM Hlavním cílem výzkumu je získat poznatky o chování ocelových nosníků ze svařovaných průřezů 4. třídy (I a H tvaru) vystavených vysokým teplotám. V experimentální části bude ověřen vliv vysokých teplot na boulení tlačených částí průřezu. Předpokládá se provedení zkoušek s rovnoměrně a nerovnoměrně tlačenými prvky dle obr. 1. Prvky budou zatíženy konstantním zatížením (F = 200 kN) a zahřívány pomocí elektrické odporové rohože až do vyčerpání únosnosti. Zkoušky budou probíhat s předpokládaným nárůstem teploty 10°C/min v rozmezí 20-750°C. Tyto experimenty budou doplněny řadou materiálových zkoušek při vysokých teplotách.

Obr. 1: Způsob zatížení vzorků - a) rovnoměrně zatížený, b) nerovnoměrně zatížený Fig. 1: Method of loading samples - a) centric load, b) excentric load Souběžně s experimenty bude provedena jejich numerická simulace. Numerický model a výsledky experimentů budou využity v numerické studii, která bude sloužit k vyhodnocení vlivu nejdůležitějších parametrů na chování štíhlých průřezů. Na základě této studie a znalostí vlivu jednotlivých parametrů bude vytvořen návrhový model pro průřezy 4. třídy při požáru, který nahradí dosavadní konzervativní řešení. Přesnější návrhový model přispěje k větší konkurenceschopnosti štíhlých ocelových konstrukcí, snížení hmotnosti a nákladů na nosnou konstrukci a v důsledku ke zvýšení spolehlivosti konstrukce při požáru.

Výsledky řešení budou prezentovány v odborném tuzemském nebo zahraničním časopise. OZNÁMENÍ

Tento výzkum je podpořen výzkumným grantem SGS OHK1-044/11. 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

- 18 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 TEPLOTA PŘÍPOJE NOSNÍKU NA SLOUP POMOCÍ U PROFILU PŘI POŽÁRU TEMPERATURE OF REVERSE CHANNEL CONNECTION EXPOSED TO FIRE Tomáš Jána Abstract The paper presents the topic of the doctoral Thesis, which is focused to the temperature distribution in the reverse channel connection to concrete filled tubular column during the fire. The heat transfer into the elements of the joint will be predicted by FE simulation and validated by experiments from literature and by full scale fire tests on experimental building. Analytical model based on the step by step procedure for the simple prediction of the temperature distribution will be developed. Key words: reverse channel connection, concrete-filled tubes, connection design, fire design, fire test ÚVOD Práce je zaměřena na experimentální, numerické a analytické stanovení rozdělení teploty v přípoji ocelového nosníku pomocí čelní desky a U profilu na sloup kruhového průřezu vyplněného betonem při požáru, viz obr. 1. Studie tvoří část výzkumného projektu, který vyšetřuje chování přípojů ocelobetonových stavebních nosných konstrukcí při zatížení požárem, přičemž přesný výpočet teplot v přípoji je základním krokem. Následuje mechanická analýza chování přípoje. TR 245/8 COFRAPLUS 60

C 30/37

C30/37

TR 245/8

IPE 270

200 4x M16 8.8

35 90 35

45 75

75

45

165

30

58

62

4x M16 8.8

IPE 270 P8

85

P8 TR 200/200/8

Obr. 1: Zkoumaný přípoj (experimentální konstrukce ve Veselí nad Lužnicí) Fig. 1: Investigated connection (experimental structure in Veselí nad Lužnicí) Ačkoliv je tepelná vodivost oceli vysoká, je rozvoj teploty v přípoji při požáru ovlivněn koncentrací hmoty, a uvnitř styčníku se proto tvoří nerovnoměrné teplotní pole. Teplota částí přípoje nosníku na sloup se předpovídá pomocí součinitelů průřezu (Am/V), viz [1], nebo z maximální teploty v připojovaném nosníku. Numerické [2] a experimentální práce [3] ukazují, že pro dosažení přijatelně přesného popisu chování přípojů za požáru je třeba předpověď teploty přípojů zpřesnit. Výsledky experimentů potvrzují vhodnost využití součinitelů průřezů částí přípoje, přičemž různým částem, které jsou ve stejné oblasti přípoje, může být přisuzována stejná teplota, viz [4]. Hlavním cílem této práce je odvození vhodných vztahů pro výpočet ekvivalentního součinitele průřezu, jenž je přiřazen jednotlivým skupinám komponent tvořících přípoj. Počítá se s využitím součinitelů zastínění, které byly již odvozeny pro nosníky a pro analýzu pokročilými metodami. Ocelové a zvláště ocelobetonové konstrukce se dnes navrhují požárně částečně chráněny. Jednou z možností dosažení ekonomického návrhu přípojů a celé konstrukce jsou požárně chráněné přípoje požárně nechráněných nosníků. Rozdělení teploty v přípoji ocelobetonové konstrukce komplikuje přítomnost betonových komponent s různou tepelnou vodivostí. Výzvou zůstává předpověď poklesu teplot při chladnutí konstrukce. Přípoje jsou ve fázi chladnutí teplejší než okolní plyny a než chladnoucí konstrukce. Pro tento jev zatím nebyl publikován vhodný model.

- 19 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 EXPERIMENTY

IPE 270

1000

TR 245/8

IPE 270

IPE 270

IPE 240 - POŽÁRNE CHRÁNEN / FIRE PROTECTED

4000

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

IPE 220

PODLAŽÍ 2 / FLOOR 2 POŽÁRNÍ ZKOUŠKA Č. 1 / FIRE TEST NO. 1

POŽÁRNÍ ZKOUŠKA Č. 2 / FIRE TEST NO. 2

IPE 270

IPE 330

PODLAŽÍ 1 / FLOOR 1

4000

IPE 240 - POŽÁRNE CHRÁNEN / FIRE PROTECTED

10400 6000 700

IPE 270

IPE 220 / IPE 330

TR 245/8

HEB 200

IPE 240 - PROT. HEB 200

IPE 270

2

1

TR 245/8

IPE 240 - CHRÁN./ PROT.

IPE 240 - POŽÁRNE CHRÁNEN / FIRE PROTECTED

IPE 240 - POŽÁRNE CHRÁNEN / FIRE PROTECTED

HEB 200

IPE 240 - CHRÁN./ PROT.

3000

3

IPE 220 / IPE 330

700

V září 2011 budou uskutečněny dvě požární zkoušky na experimentálním objektu. Dvoupodlažní konstrukce o půdorysných rozměrech 10,4 x 13,4 m a výšce 9 m představuje část typické administrativní budovy, viz obr. 2. Ocelobetonové stropy z trapézového plechu výšky 58 mm, betonové desky C30/37 tloušťky 62 mm a prostě uložených nosníků průřezů IPE220, IPE240, IPE270 a IPE330 z oceli S355 jsou uloženy na ocelové sloupy průřezu HEB200 z oceli S355 a ocelobetonové sloupy průřezu TR245/8 z oceli S355 vyplněné betonem C30/37. Požárním nástřikem budou chráněny pouze obvodové nosníky, ocelové sloupy a příhradová ztužidla. Skládaný plášť je navržen z ocelových kazet, minerální vlny a trapézového plechu. Mechanické zatížení simulované pytli s kamenivem při druhé zkoušce bude odpovídat běžné administrativní budově. Požární zatížení bude tvořeno hranicemi z dřevěných hranolů o vlhkosti 12 %. Ventilaci zajistí okenní otvor velikosti 5 x 2 m.

HEB 200

TR 245/8

IPE 240 - PROT.

OKNO / WINDOW 5000 2000 (1200) 700

9000

3000

700

A

B

C

13400

A

B

C

Obr. 2: Půdorys a řez konstrukcí experimentálního objektu Fig. 2: Ground plan and vertical section of experimental building ZÁVĚR Data získaná z uvedených experimentů budou porovnána s výsledky numerického modelu přestupu tepla do konstrukce vytvořeného softwarem SAFIR. Cílem je připravit analytický model předpovědi rozdělení teploty po přípoji. Hodnotnými výstupy práce bude článek v impaktovaném časopise a užitný vzor. OZNÁMENÍ Výzkum je součástí evropského projektu RFCS COMPFIRE č. RFSR-CT2009-0021. 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. URL: www.fsv.cvut.cz/CESTRUCO [2] Franssen J-M.: Numerical determination of 3D temperature fields in steel joints. 2nd International Workshop Structures in Fire, Christchurch, 2002, s. 2-20 [3] Wald, F., Simões da Silva, L., Moore, D.B., Lennon, T., Chladná, M., Santiago, A., Beneš, M., Borges, L.: Experimental Behaviour of Steel Structure under Natural Fire. Fire Safety Journal 41(7), 2006, s. 509-522 [4] Ding, J. and Wang, Y.C.: Temperatures in unprotected joints between steel beams and concrete filled tubular columns in fire. Fire Safety Journal 44(1), 2009, s. 16-32

- 20 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 MODELOVÁNÍ POŽÁRNÍ OCHRANY MODELING OF FIRE PROTECTION Jiří Jirků Abstract This paper describes the state of the art of modeling of heat transfer to the steel structure. The second part is focused to pilot experiment to specify the emissivity of zinc coated steel members. Key words: heat transfer, convection, radiation, temperature of steel section, zinc coating ÚVOD Součástí požárního návrhu stavebních konstrukcí je předpověď teploty nosných prvků, která výrazně ovlivňuje jejich únosnost za požární situace. Cílem disertační práce je popsat problematiku teploty požárně částečně chráněných prvků. V příspěvku je shrnuta problematika přestupu tepla do požárně nechráněné konstrukce a předběžné poznatky ze studie emisivity žárově zinkovaného povrchu, která se v rámci práce připravuje a částečně se již realizovala. PŘESTUP TEPLA DO KONSTRUKCE Ve stavebním inženýrství je předpovídání teploty prvků nosné konstrukce založeno na energetické rovnováze prvků stavební konstrukce a tepelných toků z požáru. Uvažovány jsou ovšem pouze tepelné toky prouděním a sáláním. Podle Gjoela [1] může být energetická rovnováha zapsána jako: dθ (1) hnet = hnet , r + hnet ,c = a , dt kde hr je tepelný tok sáláním, hc je tepelný tok prouděním, dθa je změna teploty a dt změna času. PŘESTUP TEPLA PROUDĚNÍM Hodnota tepelného toku prouděním se určí ze vztahu: hnet ,c =α c ⋅(θ g − θ a ),

(2)

kde αc je součinitel přestupu tepla, θg teplota plynu a θa povrchová teplota prvku. V řadě případů tepelné analýzy stavební konstrukce ale proudění není dominantní složkou tepelného toku. Výsledná teplota proto není citlivá na hodnotu součinitele přestupu tepla a např. v [2] se uvažuje konstantní hodnotou po celou dobu požáru. Pro přesnější výsledky se doporučuje, viz [1], lineárně interpolovat hodnoty od 0 W/m2K v okamžiku vzplanutí do 25 W/m2K v době, kdy se teploty prvku a plynu vyrovnají. PŘESTUP TEPLA SÁLÁNÍM Energie z požáru se při kontaktu s ocelovým prvkem částečně pohltí, odrazí a přenese. Obecně lze vztah zapsat jako: (3) α + ρ +τ = 1, kde α je pohltivost, ρ je odrazivost a τ propustnost. Obecná teorie sálání vychází z modelu černého tělesa, které pohlcuje veškeré záření dopadající na jeho povrch a současně je také dokonalým zářičem. Tepelný tok vyzářený černým tělesem je popsán: 4 4 (4) hnet , r = σ ⋅ (θ g + 273) − (θ a + 273) ,

[

]

- 21 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 kde σ je Stefan-Boltzmannova konstanta a θg a θa již byly definovány výše. V praxi takové těleso neexistuje, proto je využíván model šedého tělesa. To vyzáří pouze zlomek energie černého tělesa. Tuto část lze vyjádřit pojmem emisivita, která je podle Wanga [3] definována jako podíl energie vyzářené povrchem šedého a černého tělesa při stejné teplotě. V souladu s Kirchhoffovými zákony je emisivita shodná s pohltivostí povrchu. Tepelný tok sáláním je pak popsán vztahem: 4 4 (5) hnet , r = φ ⋅ ε ⋅ σ ⋅ (θ g + 273) − (θ a + 273) ⋅ ,

[

]

kde φ je polohový faktor ocelového prvku vzhledem k požáru a ε emisivita povrchu ocelového prvku. TEPLOTA OCELOVÉHO PRVKU Teplota ocelového nechráněného prvku vychází ze zákona zachování energie, který může být zapsán: dθ (6) V ⋅ ρ a ⋅ c a ⋅ a = (hnet , r + hnet ,c ) ⋅ (θ g − θ a ) ⋅ Aa , dt kde V je obsah průřezu, ρa je hustota oceli, ca měrné teplo oceli a Aa je povrch vystavený požáru. V případě že je ocelový prvek opatřen požární ochranou, lze její vliv do výpočtu dle [2] zavést: λ p ⋅ ( Am / V ) θ g (t ) − θ a (t ) Δθ a (t ) = ⋅ ⋅ Δt − (e φ ( t ) 10 − 1) ⋅ Δθ g (t ) , d p ⋅ c a (t ) ⋅ ρ a 1 + φ (t ) 3

(7)

cp ⋅ ρ p

⋅ d p ⋅ ( Am / V ) , ( Am / V ) součinitel průřezu, ρp je hustota ochranného materiálu, c a (t ) ⋅ ρ a cp měrné teplo ochranného materiálu a λp je tepelná vodivost ochranného materiálu, ρa a ca již byly definovány výše.

kde φ (t ) =

EXPERIMENTY K pilotnímu ověření vlivu emisivity zinkovaného povrchu při požáru byl uskutečněn experiment ve zkušebně PAVUS a. s. ve Veselí nad Lužnicí. Zkoušelo se celkem osm vzorků o dvou odlišných průřezech, které reprezentovaly uzavřené a otevřené průřezy. Délka prvků byla 1 m. Jako otevřený průřez byl zvolen IPE 200 a jako uzavřený TR114,3x4 mm. Při vyhodnocení pilotního projektu byla hodnota emisivity povrhu žárově zinkovaných prvků zjištěna jako εm,ZN = 0,32, což je výrazně nižší než emisivita oceli bez povrchové úpravy, která je podle [2] εm = 0,7. ZÁVĚR Příspěvek stručně shrnuje stávající stav poznání ve výpočtu teploty ocelového průřezu za požární situace. Při pilotních testech žárově zinkovaných prvků se ověřil předpoklad nižší emisivity lesklého povrchu zejména v počátečních fázích požáru. Předběžné zkoušky bude pro využití v praxi třeba ověřit zkouškou s dalšími součiniteli průřezu při normovém měření teploty plynu v peci. Bude nutné ověřit také vliv stárnutí povrchů, který se může projevit tmavnutím povrchu. OZNÁMENÍ Pilotní experiment žárově zinkovaných prvků byl připraven v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS, za finančního přispění MŠMT, projekt 1M0579. LITERATURA [1] Ghojel, J. I.: A New Approach to Modeling Heat Transfer in Compartment Fires. Fire Safety Journal, vol.31, 1998, s. 227-237 [2] ČSN EN 1993-1-2: Navrhování ocelových konstrukcí, Obecná pravidla, část 1-2: Navrhování konstrukcí na účinky požáru, ČNI, Praha, 2006, 77 s. [3] Wang Y., Burgess I., Gillie M., Wald F.: Performance Based Fire Engineering of Structures, Spon Press, 2011, v tisku

- 22 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 STYČNÍKY KULATIN ROUND TIMBER JOINTS Eva Mašová Abstract Currently, in building industry is growing interest in using of round timber for load-bearing structures. The use of round timber as a load-bearing element leads to major savings in material in comparison to the use of sawn timber. Mechanical properties of round timber are different from sawn timber . Knowledge about the behaviour of round timber is not sufficient yet. The European standards for the design of timber structures (Eurocode 5) are not included specific rules for the assessment of round timber and in particular their joints. The project aims to investigation of behaviour of specific round timber joints by means of experimental program and analytical models of selected joints. It will be also supplemented by a numerical model whose behaviour will be calibrated on the base of the experiments. The result will be a description of the behaviour of joints derived from the models based on the method of components. Key words: round timber, log, joint, connection, load-bearing structure ÚVOD Využití kulatiny ve stavebnictví v oblasti dřevěných konstrukcí vede k velkým materiálovým úsporám, oproti hraněnému dřevu, při jehož zpracování vzniká velké množství odpadu. Důležitým aspektem je také snadná zpracovatelnost dřeva pro nosné konstrukce navržené z kulatin. Mechanické vlastnosti kulatiny se od hraněného dřeva ale liší. Styčníky kulatin jsou poměrně specifické vzhledem k nárokům na zachování tvaru a vzhledu průřezů. Kulatina je vzhledem ke svému průřezu schopna přenášet značná zatížení, což zvyšuje nároky na spojování těchto prvků. Velice často se též jedná o spoje, které se vyskytují na konstrukcích s důrazem kladeným na estetickou stránku a tak přibývá i toto kritérium, které musíme zohlednit. Velmi často je kulatina také využívána pro konstrukce ve venkovním prostředí a tento fakt rovněž zvyšuje nároky na spojování těchto průřezů. Styčníky musí splňovat nejen kritérium funkčnosti, ale též je třeba věnovat pozornost správnému zpracování detailů z hlediska působení vlhkosti, námrazy a dalších vnějších vlivů. Znalosti o chování kulatin nejsou zatím dostatečné, v evropských normách pro navrhování dřevěných konstrukcí (Eurocode 5) nejsou obsažena žádná specifická pravidla pro posouzení kulatin a zejména jejich spojů. STYČNÍKY KULATIN Při navrhování styčníků kulatin je důležitým aspektem vznik trhlin způsobený sesycháním dřeva. V tangenciálním směru je sesychání kulatiny větší než v radiálním směru. Při tangenciálním sesychání vznikají většinou skupiny trhlin, při sesychání v radiálním směru často dochází ke ztrátě kontaktu spojovacího prostředku (svorníku či ovinutí) a dřevěného prvku [1]. Seskupení trhlin v axiálním směru může způsobovat problémy, pokud trhliny vzniknou ve stejném místě, jako jsou spojovací prostředky. Vliv sesychání dřeva je velmi důležité uvažovat kvůli bezpečnosti navrhovaných konstrukcí z kulatin. Vznik trhlin může být minimalizován výběrem metody sušení dřeva [2]. Disertační práce je zaměřena na analýzu chování spoje dvou kulatin včetně návrhu analytického a numerického modelu spoje s využitím metody komponent.

- 23 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 EXPERIMENTY Plánované experimenty naváží na pilotní výzkum, který proběhl v Kloknerově ústavu ČVUT v Praze v letech 2008 – 2009 (K. Mikeš). Byla provedena tahová zkouška spoje dvou kulatin s ocelovým plechem se smykovými zarážkami. Bylo vyzkoušeno celkem 14 zkušebních těles. Spoj byl vytvořen ze dvou podélně seříznutých kulatin (délka 3700 mm, jmenovitý průměr 260, 280 a 320 mm), na koncích propojených přes styčníkové ocelové plechy se smykovými zarážkami. Jako spojovací prostředky byly použity závitové tyče, po pěti v každém plechu. Závitové tyče byly zajištěny matkami s podložkami. Zatížení je přenášeno z ocelového plechu do dřevěných kulatin pomocí smykových zarážek.

Obr. 1: Schéma spoje

Obr. 2: Způsob porušení

Fig. 1: Scheme of joint

Fig. 2: Mode of failure

Zkoušky v tahu byly provedeny cyklováním až do porušení metodou zatížení a odtížení. Při každém stupni zatížení byla zatěžující síla zvětšena o 100 kN, každé odtížení bylo provedeno na hodnotu 50 kN. Během zatěžování zkušebních těles byla snímána kontinuálně deformace (prodloužení) pěti potenciometrickými snímači posunutí v závislosti na zatížení. U většiny zkušebních těles došlo k porušení usmyknutím vrstvy dřeva po létech v rovině dna zářezů klád. Z výsledků experimentů vyplývá, že tento typ styčníku má vysokou deformační kapacitu a zároveň též poměrně značnou počáteční tuhost. ZÁVĚR Cílem disertační práce je popsat chování styčníku pod vlivem zatížení a stanovit přípustné meze deformací jednotlivých komponent pomocí analytického modelu. Model bude sestaven na základě poznatků získaných z experimentů a z plánovaných numerických modelů, které jsou připravovány v softwaru ANSYS. Navrhovaná analýza umožní praktické navrhování tohoto typu styčníku pomocí vstupních parametrů, které mají vliv na únosnost a deformace celého spoje. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem GAČR 103-08-H066. LITERATURA [1] Požgaj A., Chovanec D., Kurjatko S., Babiak M.: Štruktúra a vlastnosti dreva, Príroda, Bratislava 1997, 485 s. [2] Ranta-Maunus A.: Round small-diameter timber for constructuion. Final report of project FAIR CT 95-0091, Espoo 1999, Technical Research centre of Finland, VTT PUBLICATIONS 383. 191 p

- 24 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 PREFABRIKOVANÉ DŘEVOBETONOVÉ STROPNÍ KONSTRUKCE PREFABRICATED TIMBER-CONCRETE FLOOR STRUCTURES Pavel Nechanický Abstract Although timber-concrete composite structures has been known and used for almost hundred years, they are realized occasionally in the Czech Republic. They are mostly realized as an in-situ assembly, where a fresh concrete mixture is poured onto a previously prepared (covered by a deck) timber beams. Timber beams are fitted by mechanical (usually steel) connectors. Due to numerous disadvantages of this method new researches are focused on developing of original assembly processes and a possibility of utilization of prefabricated components. Research in this area has been made mainly in Germany, Austria, Finland and Sweden. Similar research is still missing in the Czech Republic but due to an increasing demand for rapid construction of prefabricated multi-storey timber buildings such research should be run, which is indeed the aim of this doctoral thesis. Key words: timber-concrete, composite, shear connector, floor structures, prefabricated ÚVOD Počátky využívání dřevobetonových konstrukcí sahají až do raných 20. let minulého století. Po první světové válce chyběla ocel a použití dřeva v kombinaci s betonem bylo logickým důsledkem této situace. V průběhu dalších desetiletí se výzkum a aplikace zúžily do dvou hlavních oblastí: vyztužování a zesilování stropních konstrukcí historických budov a realizace lávek a mostů. V posledních přibližně 25 letech došlo v zahraničí k velkému boomu v oblasti výzkumu dřevobetonových kompozitů zaměřených na návrh nových typů spřahovacích prostředků, využití nejrůznějších materiálových kombinací, uspořádání dílčích materiálů v průřezu i na různý stupeň prefabrikace [1].

Obr. 1: Chování kompozitní konstrukce v závislosti na tuhosti spojení [2]

Obr. 2: Pracovní diagram vybraných spřahovacích prostředků [3]

Fig. 1: The behavior of composite structure Fig. 2: Stress-strain diagram of selected depending on the rigidity of the connection [2] connectors [3]

- 25 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Principem působení dřevobetonového spřaženého průřezu je přenos tlakového namáhání železobetonovou deskou, nejčastěji z hutného betonu v tloušťce 60 – 150 mm, a tahového namáhání dřevěným průřezem z rostlého nebo lepeného lamelového dřeva. Dřevěný průřez může být obdélníkový nebo tvarovaný různými zářezy, dále pak kulatina nebo křížem lamelované či jinak vrstvené masivní desky. Smykové spojení obou materiálů se nejčastěji provádí mechanickými ocelovými spojovacími prostředky kolíkového typu nebo jinými výrobky, které se běžně používají pro spoje dřevostaveb. Alternativně lze využít mechanické spojovací prostředky speciálně vyvíjené pro dřevobetonové konstrukce. Tradičním způsobem provádění je vybetonování čerstvé betonové směsi na záklop dřevěných nosníků. Nosníky jsou předem opatřeny mechanickými spojovacími prostředky, nejčastěji hřebíky nebo vruty. Tato tradiční in-situ montáž má jisté nevýhody. Především je třeba ochránit dřevěné prvky od pronikající vlhkosti z čerstvé betonové směsi a ohlídat i chemické složení dřevní hmoty, aby nedošlo vlivem chemických reakcí k znehodnocení kvality betonu. Dalšími nevýhodami jsou nutnost ošetřování betonu, potřeba podpěr dřevěných nosníků a technologické pauzy. Toto vše výstavbu zpomaluje a prodražuje. Aby se nevýhody eliminovaly, začaly se v posledních letech zkoumat možnosti prefabrikace. Výzkumy v této oblasti byly provedeny především v Německu, Rakousku, Finsku a Švédsku. Výsledkem jsou více či méně využitelné konstrukční systémy v různé úrovni prefabrikace [2],[3]. V České republice se touto problematikou dosud nikdo nezabýval a celkové využití dřevobetonových konstrukcí je spíše ojedinělé. V posledních letech je však patrný nárůst poptávky po montovaných vícepodlažních dřevostavbách a tím i po možnosti využití dřevobetonových konstrukcí v podobě prefabrikovaných dílců. Na toto téma je zaměřena tato disertační práce. EXPERIMENTY A HODNOTNÉ VÝSTUPY Cílem disertační práce je vyvinout spřažený prefabrikovaný dřevobetonový stropní panel. Práce bude obsahově rozdělena do dvou částí. První se bude zabývat vývojem nového typu spřahovacího prostředku. V rámci této části jsou naplánovány série protlačovacích zkoušek, na jejichž základě bude určena poddajnost tohoto prostředku. Druhá část bude zaměřena na vývoj prefabrikátu. V této části se plánuje zkouška na panelu v měřítku 1:1, která by měla potvrdit předpoklady numerického modelu. V průběhu vývoje se předpokládají hodnotné výstupy v podobě užitného vzoru spřahovacího prostředku, patentování prefabrikovaného panelu, publikace dosažených výsledků na českých i mezinárodních odborných konferencích, články v odborných časopisech a ověřená technologie výroby. Pro návrh konstrukce se plánuje vytvoření uživatelsky přívětivého řešení. Celkovým přínosem by měl být reálný výrobek, který budou moci nabídnout dodavatelé montovaných dřevostaveb jako alternativu ke svým stávajícím konstrukčním systémům a tím budou moci zlepšit svoji konkurenceschopnost především v oblasti výstavby vícepodlažních staveb. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen granty GAČR 103/08/H066 a SGS 11/146/OHK1/3T/11 LITERATURA [1] Nechanický P., Kuklík P.: Možnosti provádění kompozitních dřevobetonových konstrukcí, Sborník mezinárodního semináře Dřevostavby 2011, VOŠ a SPŠ Volyně, 2011, s. 171-176, ISBN 978-80-86837-33-8 [2] Lukaszewska, E.: Development of Prefabricated Timber-Concrete Composite Floors, Ph.D. thesis, 2009, University of Technology, Lulea [3] Dias, A.M.P.G.: Mechanical behaviour of timber-concrete joints, Ph.D. thesis, 2005, Universidade de Coimbra

- 26 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 DYNAMICKÉ VLASTNOSTI TYČOVÝCH ZÁVĚSŮ NA MOSTECH TYPU LANGERŮV TRÁM DYNAMIC PROPERTIES OF HANGERS AT TIED-ARCH BRIDGES Karel Princ Abstract Structural design of joints of hangers is an important part of tied-arch bridge design. It is influenced by cross section of the beam and the arch. Design of joints can have significant effect on dynamic properties of hangers which are prone to traffic or wind induced vibration due to its slender shape. Excessive vibration can cause fatigue failure and the joint is a crucial detail in terms of fatigue behaviour. Since demanded lifetime for bridges is 100 years, precise description of fatigue behaviour of the joint is required. Key words: tied-arch bridge, structural dynamics, bridge hanger, steel joint design, fatigue durability ÚVOD Na trámových mostech vyztužených obloukem (Langerův trám) je důležitým detailem kotvení tyčových závěsů do oblouku a do plnostěnného trámu. Návrh detailu vychází z konstrukčního uspořádání průřezu oblouku a trámu. Nabízí se několik variant průřezu závěsu, detailu přípoje závěsu a jejich vzájemné kombinace. Za těchto okolností je obtížné stanovit obecně platné dynamické charakteristiky závěsů. Na některých mostech se vyskytlo neočekávané kmitání závěsů. Cílem disertace je tudíž objasnit dynamické charakteristiky nejčastěji používaných detailů závěsů na obloukových mostech Langerova typu. DETAILY PŘÍPOJŮ Konstrukční řešení přípoje závěsu do oblouku a do trámu je ovlivněno několika faktory. Nejdůležitějšími z nich jsou tvar průřezu oblouku a trámu a typ závěsu. Trámy mívají zpravidla průřez tvaru I a závěs je připojen pomocí styčníkového plechu v rovině stěny nosníku. Styčníkový plech často prochází výřezem v horní pásnici trámu, v některých případech je přivařen přímo na horní pásnici. Průřezy oblouků jsou nejčastěji obdélníkové uzavřené, otevřené tvaru obráceného U, případně kruhové z trubek velkého průměru. U obdélníkových průřezů oblouku (uzavřených i otevřených) je styčníkový plech závěsu vsazen příčně do oblouku a tvoří diafragma. U trubkových průřezů je plech styčníku vsazen do trubky v rovině oblouku. Závěsy mohou mít tyčový průřez, svařovaný průřez (například tvaru I), případně mohou být tvořeny lany. Nejčastěji používaným řešením na silničních a železničních mostech jsou tyčové závěsy. Působí velmi dobře esteticky, avšak jejich nízká ohybová tuhost zvyšuje náchylnost k nežádoucím dynamickým projevům. Jejich profil je buď plný kruhový, tvořený tlustostěnnou trubkou či pásový z tlustého plechu. Styčníkový plech tyčových závěsů s kruhovým profilem má zpravidla trojúhelníkový tvar. Závěsy z pásových průřezů je možné plynule napojit do stěny trámu otvorem v horní pásnici, případně je stěna v místě přípoje zesílena vsazením silnějšího plechu (viz obr.1). Vzhledem k tomu, že styčníkový plech tvoří často diafragma průřezu oblouku, je nejčastěji orientován kolmo na rovinu oblouku. Naproti tomu dolní styčníkový plech je natočen podélně ve směru stěny trámu. Toto vzájemné uspořádání je používané nejčastěji a bude mu dále věnována největší pozornost. Je třeba jej respektovat při vymezení okrajových podmínek pro dynamickou analýzu závěsu. Tuhost přípoje v podélném a příčném směru se liší a jsou-li horní a dolní přípoj vzájemně orientovány kolmo na sebe, vlastní tvary kmitání závěsu neleží v rovině, ale jsou natočeny. Úhel natočení vlastního tvaru v prostoru závisí zejména na vzájemných poměrech ohybové tuhosti v jednotlivých směrech u horního

- 27 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 a dolního přípoje závěsu. Přípoj závěsu a jeho svary jsou tedy namáhány v obecných směrech kombinací napětí od ohybu a smyku a jedná se tudíž o únavový detail, který není dosud popsán a klasifikován S-N křivkou.

Obr. 1: Varianty přípoje pro kruhový a pásový průřez závěsu Fig.1: Example of joint design for circular cross section and thick plate ZDROJE KMITÁNÍ ZÁVĚSŮ Kmitání závěsů může být obecně buzeno přejíždějícími silničními či železničními vozidly. Vliv projíždějícího vlaku na kmitání závěsu se může projevovat přímo budícími účinky na mostní konstrukci [1]. Přejezd vozidel po mostě má však také vliv na změny osových normálových sil v závěsech a tedy i na vlastní frekvenci závěsu. Dalším zdrojem buzení kmitání jsou dynamické účinky větru. Může se jednat například o dynamickou složku zatížení větrem nebo o příčné kmitání způsobené účinky odtrhávání vírů (vortex shedding) [2]. Směr budících účinků větru je zcela obecný. ZÁVĚR Návrhu konstrukčního detailu přípoje závěsu na obloukových ocelových mostech je potřeba věnovat zvýšenou pozornost. Vzhledem k nebezpečí nadměrného kmitání závěsu je zjevné i riziko vzniku únavových poruch. Předmětem zkoumání budou zejména budící účinky větru a dopravy na mostní závěsy, rozkmity napětí v přípoji závěsu a analýza projevů únavy v detailu. Cílem je návrh optimálního konstrukčního řešení přípoje. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS11/030/OHK1/1T/11.

se

prezentují

v

tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Yang, Yeong-Bin.: Vehicle-bridge interaction dynamics : with applications to high-speed railways / New Jersey : World Scientific, c2004. xxxiv, 530 s. : ISBN 981-238-847-8. [2] Strømmen, Einar N.: Theory of Bridge Aerodynamics. 1. [s.l.] : Springer, 2006. 239 s. ISBN 9783540306030.

- 28 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

SYSTÉMY KONSTRUKČNÍCH TÁHEL PŘI CYKLICKÉM ZATÍŽENÍ TENSION BAR SYSTEMS UNDER CYCLIC LOADING Radka Teplá Abstract In modern design of structures such as bridges and civil structures, tension components are used more and more often and they are subjected to traffic and wind loads. These are major factors causing high cycle fatigue. Then in some cases fatigue cracks may cause collapse of part or whole structure. On the basis of tests on Macalloy tension bar systems which were carried out in past there was remarked that the weakest part of system is a coupler. Turnbuckle – related component of coupler with similar detailing – is essential for prestressing tension bar system. The first test on one sample of turnbuckle Macalloy M24 to verify its fatigue resistance is in progress. Key words: fatigue, cyclic loading, tension bar systems, turnbuckle ÚVOD V současné době se tažené prvky používají u konstrukcí mostů tak i u inženýrských staveb. Jednou z možností při návrhu tažených prvků je použití systémů konstrukčních táhel, která na rozdíl od tyčí mohou být předepnuta, pokud je to zapotřebí. Tyto prvky mohou být vystaveny účinkům dynamické složky větru, která může způsobit jejich kmitání. Prvky použité na mostech jsou ještě navíc vystaveny účinkům proměnného zatížení dopravou. Je tedy zjevné, že se u těchto komponentů musí počítat s možnou únavou materiálu a při návrhu se toto hledisko musí prověřit. Vzhledem k aplikaci těchto systémů na mostní konstrukce je třeba tuto problematiku prozkoumat podrobněji a komplexněji. Eurokód 3 se zabývá únavou ocelových konstrukcí v části 1-9 [1]. Pro návrh ocelových tažených prvků platí část 1-11 [2]. Tato část 1-11 používá pro únavu bilineární křivku bez prahové hodnoty, pokud nejsou provedeny únavové zkoušky. Pro předpínací tyče se použije hodnota kategorie detailu Δσc = 105 MPa při 2 x 106 cyklech. EXPERIMENTY V minulosti byly pro společnost Macalloy, vyrábějící konstrukční táhla, provedeny únavové zkoušky na táhlech M56 Macalloy S460 [3] . Celkem byly provedeny 3 zkoušky při 3 různých rozkmitech napětí, viz tab.1. Zkoušky splňovaly požadavky [2] pro osovou zkoušku sestav tažených prvků. V obou případech, kdy zkouška skončila porušením, praskla spojka. Lze tedy usuzovat, že nejslabším článkem z hlediska únavy je u tohoto systému právě spojka, neboť na tyči je závit vytvořen válcováním za studena. Naopak vnitřní závit na spojce nebo napínáku (v podstatě jde o stejnou geometrii) je vyřezán. Podle [4] proces válcování, kdy je závit vytvořen pomocí plastické deformace, zlepšuje povrchové vlastnosti. Oproti tomu při výrobě závitu řezáním dochází v mikrostruktuře materiálu k dislokacím a k porušení vazeb. Tyto zásahy do struktury tak vytvářejí potenciální místa vzniku trhliny. Bylo již pomocí testů dokázáno, že válcovaný závit má větší únavovou životnost než závit řezaný [4].

Tab.1: Výsledky zkoušek na M56 [3] Table 1: Experimental results on M56 [3] Fmax [kN] 584 584 584

Fmin [kN] 371 424 478

Δσ [MPa] 100 75 50

Počet cyklů do lomu N 1 085 750 2 284 300 >3 000 000

- 29 -

Příčina lomu Lom ve spojce Lom ve spojce K lomu nedošlo

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 Podle těchto testů lze konstatovat, že životnost sestavy při 2 miliónech cyklů odpovídá zatížení o rozkmitu napětí Δσ = 75 MPa. Ovšem norma [2] pro systémy předpínacích tyčí udává referenční rozkmit napětí Δσ = 105 MPa pro 2 milióny cyklů. Je tedy nutné ověřit únavovou únosnost těchto táhel i při tomto rozkmitu, aby jejich použití mohlo být rozšířeno i na cyklicky namáhané konstrukce. Je připravena první únavová zkouška v Experimentálním centru Fakulty stavební ČVUT. Bude se zkoušet napínák se závitem M24, viz obr.1. Jednotlivými komponenty budou napínák, dvě tyče, které budou z obou stran připevněny k napínáku. Ze 4 stran budou na napínák připevněny tenzometry. Na začátku zkoušky bude provedeno statické zatížení o velikosti Fmax. Tím bude ověřeno, zda je napínák namáhán symetricky a zda na napínák nepůsobí kromě osové síly i ohybový moment. Pokud bude zjištěna excentricita, opraví se uchycení. Následně proběhne únavová zkouška pro 2 mil.cyklů, kdy maximální napětí tyče σmax bude 297 MPa, minimální napětí σmin 192 MPa a rozkmit napětí Δσ 105 MPa, aby byly splněny požadavky normy [2]. Později bude vytvořen numerický model napínáku MKP. Na základě poznatků získaných z únavové zkoušky bude provedena verifikace modelu. Dále budou navrženy úpravy napínáku pro zlepšení únavové životnosti. Úprava může spočívat ve zvětšení průřezové plochy napínáku, případně mohou být navrženy další úpravy, které vyplynou ze získaných poznatků z modelu MKP. Budou vyrobeny dva prototypy zlepšených napínáků a ty budou ověřeny stejně jako původní.

Obr. 1: Sestava napínáku M24 pro únavovou zkoušku Fig. 1: Assembly M24 for fatigue test ZÁVĚR V současné době se systémy konstrukčních táhel při návrhu tažených prvků používají u všech typů konstrukcí, nevyjímaje i ty zatěžované proměnným zatížením, ať už jde o zatížení dopravou nebo zatížení dynamickou složkou větru. Je tedy třeba vyjasnit jejich chování z hlediska únavy a zajistit, aby tyto prvky splňovaly příslušné návrhové normy a aby konstrukce jako celek byla bezpečná po celou svou životnost. Hodnotným výstupem výzkumu bude návrh užitného vzoru a publikace v recenzovaném časopise. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS11/030/OHK1/1T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] ČSN EN 1993-1-9 Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-9: Únava, ČNI, 2006 [2] ČSN EN 1993-1-11 Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-11: Navrhování ocelových tažených prvků, ČNI, 2008 [3] Fatigue testing of M56 coupled bar assembles, Bodycote materials testing, Report No:D804494, duplicate of an original letter, 2008 [4] Osborne P.: Thread Rolling and Fatigue, Macalloy Internal Document, 2010

- 30 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 OCELOBETONOVÁ DESKA S ROZPTÝLENOU VÝZTUŽÍ ZA POŽÁRU STEEL-CONCRETE SLAB WITH DISPERSED REINFORCEMENT IN FIRE Jan Bednář Abstract Resistance of the partially fire protected floor slabs can reach 60 min and more. Concrete slabs are traditionally reinforced by steel bars as fire reinforcement. Thanks to better technology of the processing, there are starting to use the steel fibres as the reinforcement. The experiments described in this paper demonstrate, that steel fibers can substitute steel bars as the fire reinforcement. There were created the two tests in ambient temperature and one test in elevated temperature. To the evaluation of the tests, there were create the tests of the materials properties of the fiber concrete. Key words: Steel-concrete slab, fiber concrete, partially protected, fire resistant ÚVOD Cílem disertační práce je vytvoření vhodného návrhového modelu pro ocelobetonové stropy za požáru. V rámci spoluprací na výzkumném projektu byla provedena sada experimentů, které měla prokázat vhodné chování částečně protipožárně chráněné kompozitní desky za požáru vyztužené jenom ocelovými drátky bez přidaných ocelových prutů. V první experimentální etapě projektu byly připraveny tři betonové desky o rozpětí 3,0 m a délce 4,5 m, viz obr. 1. Dvě desky AMB-BE-1 a AMB-PL-1 byly zkoušeny za běžné teploty a deska ELE-BE-1 za zvýšené teploty. Desky AMB-BE-1 a ELE-BE-1 byly ve třetinách rozpětí podepřeny ocelovými nosníky spřaženými s betonovou deskou. U desky ELE-BE-1 byly protipožárně chráněny jenom obvodové nosníky, ale vnitřní stropnice a betonová deska byla ponechány bez ochrany. Za běžné teploty zkoušená deska AMB-PL-1 byla bez vnitřních stropnic. Deska tloušťky 40 mm byla betonována do trapézového plechu TR40/160/0,75.

Obr. 1: Betonáž desky s rozptýlenou výztuží a termočlánky ve vzorku pro zkoušku ELE-BE-1 Fig. 1: Concreting of the slab with fibers and thermocouples in the specimen to the test ELE-BE-1

- 31 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 Beton byl vyztužen 70 kg drátků o rozměrech 50 mm x 1 mm, s pevností 1100 MPa na 1 m3. Byla zjištěna krychelná pevnost 46 MPa. Pevnost betonu v tahu 7,1 MPa byla stanovena ze zkoušky při čtyřbodovém ohybu na vzorcích velikosti 150 x 150 x 700 mm. Desky byly uloženy na ocelobetonovém nosníku průřezu IPE 100 s průvlaky a obvodovými nosníky IPE 220. Spřažení zajišťovaly trny 70 mm Ø12,5 mm po 300 mm. Přípoj nosníku k průvlaku byl kloubový pomocí čelní desky tloušťky 8 mm a čtyř šroubů M16. Za běžné teploty byly vzorky zatěžovány hydraulickými válci pomocí čtyř roznášecích trojúhelníkových prvků s rozměry 0,75 m x 0,9 m. Za zvýšené teploty na vodorovné peci bylo zatížení desky vyvozeno břemeny, která byla uložena nad nosníky. Teplota plynů byla řízena podle nominální normové teplotní křivky. ZKOUŠKY ZA BĚŽNÉ TEPLOTY Zkoušky za běžné teploty měly potvrdit AMB-BE-1 a AMB-PL-1 dostatečnou tažnost desky. Na zkouškách je dobře vidět vývoj lomových plastických čar při pohledu ze shora na desku, viz obr. 2, i ze zdola, viz obr. 3. Při zkoušce se deformace měřila jedenácti průhyboměry. Pět z nich zachycovalo svislé deformace a šest vodorovné. Vzorek AMB-BE-1 měl ve středu desky průhyb na konci zkoušky 132 mm a vzorek AMB-PL-1 měl průhyb 162 mm. Velikost průhybu i tvar plastických linií dobře odpovídal výpočtu jednoduchým modelem, ve kterém bylo pro vzorek AMB-BE-1 předpovězen průhyb 141 mm a nosnost 29,5 kN/m2. Stropní deska se v obou případech porušila napříč rozpětím. Při experimentech provedených jinými autory byly desky vyztuženy výztužnou sítí, ale způsob porušení byl stejný. Tento způsob porušení betonové desky dokládá rozvinutí membránového působení. V rozích se podle předpokladů vytvořily trhliny v oblasti záporných ohybových momentů. Deska se vlivem spřažení trny nemůže volně deformovat. Další trhliny se vyvinuly podél obvodových nosníků. Trhliny byly v dolní části zavřené a neporušily integritu stropu. Zkouška potvrdila možnost náhrady výztužné sítě rozptýlenou výztuží. Při pohledu na horní povrch desky a na její příčné řezy při její obtížné demolici bylo dobře doloženo rovnoměrně rozprostření drátků v objemu betonu desky.

Obr. 2: Pohled ze shora na desku s trhlinami po zkoušce AMB-PL-1 Fig. 2: Top view on the slab after test at ambient temperature AMB-PL-1 with cracks

Obr. 3: Pohled ze spodu na desku s viditelným tvarem porušení po zkoušce AMB-PL-1 Fig. 3: Bottom view on the slab after the test at ambient temperature AMB-PL-1 with visible of pattern cracking

ZKOUŠKY ZA ZVÝŠENÉ TEPLOTY Chování ocelobetonové desky ELE-BE-1 za zvýšené teploty bylo sledováno 40 termočlánky a 13 průhyboměry. 30 termočlánků bylo zabetonováno do desky, čtyři umístěny na nechráněné stropnice a šest měřilo teplotu plynů v peci. Sedm průhyboměrů sledovalo svislé průhyby. Průhyboměry byly umístěny ve středu desky, v polovině rozpětí nechráněných stropnic a v rozích desky. Šest

- 32 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 průhyboměrů sledovalo vodorovné průhyby. Tyto průhyboměry byly umístěny na betonové desce uprostřed délky desky a v místech připojení nechráněných nosníků. Celistvost desky se porušila v 75 min, kdy se vytvořila příčná trhlina přes celou tloušťku desky. Tento stav se při návrhu obvykle považuje za mezní. Ke skutečnému porušení desky ale došlo rozvojem podélné trhliny, viz obr. 4, v 198 min zkoušky. Průhyb ve středu desky dosáhl 300 mm, tj. desetiny rozpětí. Nechráněný přípoj stropnice na průvlak zůstal při kolapsu neporušený. Membránové působení se potvrdilo vytvořením tažené a tlačené oblasti, které se projevilo popraskáním desky v rozích, viz obr. 5, a porušením spřažení nosníků vytržením kužele betonu.

Obr. 4: Prolomení desky ELE-BE-1 při zvýšené teplotě

Obr. 5: Porušení desky rohu desky ELE-BE-1

Fig.4: Collapse of the slab ELE-BE-1 at elevated temperature

Fig. 5: Crack in the corner of the slab ELE-BE-1

PŘESNOST PŘEDPOVĚDNÍHO MODELU Jednoduchý předpovědní model uvažuje se dvěma tvary porušení, viz [1]. První představuje porušení desky příčnou trhlinou po celé její výšce v její polovině délky, druhé je podrcení betonu v ocelobetonové desce v její tlačené oblasti. To bylo pozorováno jen u silně vyztužených desek. Porušení závisí na pevnosti betonu, stupni vyztužení a tažnosti výztuže. Pro návrh jednoduchou metodou SCI se deska dělí na čtyři oblasti, ve kterých se tvoří plastické lomové čáry. Předpokládá se, že oblasti mimo lomové linie jsou v pružném stavu. Při vytvoření lomových linií se v desce vytvoří nový nosný mechanizmus a začne zatížení přenášet pomocí membránového působení. Teplota v desce se pro jednoduchý model předpovídá diferenciální metodou, viz [2] a [3]. Teplota zásadně ovlivňuje únosnost ocelobetonového stropu. Na jedné straně zvýšená teplota přináší degradaci materiálových vlastností, ale na druhé zvyšuje únosnost stropu zvýšením průhybu teplotním spádem po její výšce. Zvýšená únosnost je získána díky tomu, že nový nosný mechanizmus má tím větší únosnost čím větší je průhyb. Z rozdílu teplot dolního a horního povrchu desky lze získat průhyb v jejím středu z výrazu: α (θ2 − θ1 ) ⋅ l 2 w= (1) 8 h ⋅ 2,4 kde α je součinitel tepelné roztažnosti, θ2 teplota dolního povrhu desky, θ1 teplota horního povrchu desky, l menší rozpětí desky, h tloušťka desky a 2,4 je součinitel vlivu rozdělení teploty po desce. Při zkoušce na vodorovné peci je teplota desky rovnoměrná a lze uvažovat s nižší hodnotou součinitele.

Experimentálně stanovená tažnost betonu s rozptýlenou výztuží byla poměrně malá 1,7 %. Po vytvoření trhliny napříč deskou v jejím středu se únosnost výrazně nezměnila. V doporučení SCI, viz [4], se pro praktický návrh desky zavádí omezení jejího průhybu na dvacetinu rozpětí. V prvních 15 minutách zahřívání desky se do dosažení membránového působení výrazně zvýšil její průhyb až na 82 mm, viz obr. 6. Tento velký průhyb nastal kvůli snížení únosnosti požárně nechráněné stropnice.

- 33 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 Teplota požárně nechráněné stropnice v té době dosáhla 650°C a proto se její výpočtová únosnost se snížila na 37 %. Po aktivaci membránového působení se únosnost stropní desky zvýšila. Čas (min) / Time (min) 0

15

30

45

60

75

90

105

0

135

150

165

180

195

Zaznamenaný průhyb/ Recorded deflection

50 Průhyb (mm) / Deflection (mm)

120

Vypočtený průhyb od teploty/ Calculated deflection due to temperature Vypočtený celkový průhyb/ Calculated total deflection

100

150

Limitní průhyb (b/20+wt)/ Limit deflection (b/20+wt)

200

250

300

350

Obr. 6: Porovnání vypočtených a změřených deformací ve středu desky při zkoušce na vodorovné peci ELE-BE-1 Fig. 6: Comparison of the calculated and measured deflection in the centre of the slab by test on horizontally furnace ELE-BE-1 ZÁVĚR

Zkoušky potvrdily dostatečnou tažnost ocelobetonové desky s rozptýlenou výztuží, která umožní membránové působení. Výpočtem předpokládaná odolnost R120 byla potvrzena kolapsem, který nastal až v 195. min. Celistvost desky byla zachována po dobu 75 min a kritérium izolace bylo překročeno v 60. min. Experimentální program pro tento rok je zaměřen a chování desky vyztužené drátky 18 kg/m3 a na pokročilé modelování. OZNÁMENÍ

Příspěvek popisuje výstupy práce na projektu Grantové agentury České republiky č. P105/10/2159. LITERATURA

[1] 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, 2000 [2] Bailey C.G. and Moore D.B.: The structural behaviour of steel frames with composite floor slabs subjected to fire: Part 2: Design, The Structural Engineer, 2000 [3] Bednář J., Wald F., Zhao B., Vassart O.: Požární odolnost částečně chráněného ocelobetonového stropu, Nakladatelství ČVUT v Praze, 2011, s. 120., ISBN 978-80-01-04747-7, URL: fire.fsv.cvut.cz/fracof/index.htm [4] Fire Safe Design: A new approach to multi-storey steel framed buildings, P288, The Steel Construction Institute, 2006

- 34 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 MECHANICKÉ VLASTNOSTI SVARŮ VYSOKOPEVNOSTNÍCH OCELÍ MECHANICAL PROPERTIES OF HIGH STRENGTH STEEL WELDS Tomáš Brtník Abstract Strength and ductility of HSS welds are depended on the mechanical properties of base material, but also on the welding method, amount of the heat input, electrode type and diameter, number of passes (single or multilayer welds), geometry of weld, and last but not least on the mechanical properties of used welding consumable. Mechanical properties of the weld and heat affected zone are related to the microstructure, i.e. type, size distribution, morphology and volume fraction of various micro-structural constituents, whereas microstructure is strongly dependent on the chemical composition and processing conditions, especially on the cooling rate t8/5 . This work deals with influence of different properties, especially mechanical properties of electrodes, heat input and cooling rate t8/5 on the mechanical properties of weld and heat affected zone.

Key words: undermatched electrodes, high strength steel, fillet welds, butt welds, strength, ductility ÚVOD

Výslednou kvalitu a mechanické vlastnosti svarů vysokopevnostních ocelí ovlivňuje řada veličin. Kromě samotných mechanických vlastností použitých materiálů se mezi rozhodující parametry řadí především množství vneseného tepla, které má zásadní vliv na velikost a vlastnosti tepelně ovlivněné oblasti (HAZ) a dále také geometrické rozměry a tvar svařovaných dílců, které určují při daném množství vneseného tepla rychlost ochlazování t8/5 [1],[2]. FAKTORY OVLIVŇUJÍCÍ MECHANICKÉ VLASTNOSTI SVARŮ HSS

Použití vysokopevnostní oceli vyžaduje náročnější požadavky na technologii dílenské výroby. Zejména postup svařování s sebou přináší řadu úskalí. Především je nutné, vzhledem k vyšší náchylnosti na tvorbu studených trhlin indukovaných difúzním vodíkem, brát v potaz více faktorů ovlivňujících výslednou kvalitu svarů. Na základě parametrů jako jsou ekvivalent uhlíku (CET), kombinovaná tloušťka svařovaného prvku a tepelný příkon lze stanovit vhodný svařovací postup. Pro výpočet uhlíkového ekvivalentu ocelí skupin 1 až 4 podle ČSN ISO 15608 a pro obsahy legujících prvků v níže uvedených mezích (v hmotnostních %): C.. 0,05 až 0,25; Si…max. 0,80; Mn…0,50 až 1,90; Cr… max. 1,50; Cu… max. 0,70; Ni… max. 2,50; Mo… max. 0,75; V…max. 0,18; Ti …max. 0.12; B… max. 0.005, Nb … max. 0.06 doporučuje ČSN EN 1011-2 použít následující vztah: CET=C + (Mn + Mo)/10 + (Cr + Cu)/20 + Ni/40

(1)

Zvláštní pozornost je třeba věnovat opatřením eliminujícím vodík ve svarovém kovu, jehož vyšší obsah vede k tzv. vodíkem indukovaným trhlinám za studena. Tato náchylnost se zvyšuje s rostoucí mezí kluzu a kromě chemického složení oceli a obsahu difúzního vodíku ve svaru je závislá také na rozměrech svařovaných dílů, na tuhosti svařenců a množství tepla vneseného do svaru na jednotku jeho délky. Základním technologickým opatřením snižujícím riziko vzniku trhlin za studena ve svarech je předehřev spojovaných částí, který snižuje rychlost ochlazování svaru, tím zabraňuje zakalení tepelně ovlivněné oblasti (HAZ) svarového spoje i svarového kovu a současně umožňuje vznik struktur příznivějších pro difúzi vodíku. Předehřev také prodlužuje dobu po kterou může vodík ze svaru difundovat. Kromě pozitivního ovlivnění difúze vodíku předehřev také snižuje teplotní

- 35 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 gradienty v průběhu svařování, což má kladný vliv na zbytková napětí ve svarech. Teplota předehřevu může být stanovena na základě diagramu anizotermického rozpadu austenitu, tzv. ARA-diagramu, nebo výpočtem podle empirických rovnic získaných statistickým vyhodnocením zkoušek praskavosti svarů [2]. Kromě teploty předehřevu jsou pro kvalitní provedení svaru důležité také další dvě teploty, a to teplota mezihousenková (interpass) Ti a teplota ohřevu Tm. Teplota interpass se vztahuje k teplotě vícevrstvého svaru a přiléhajícího základního materiálu bezprostředně před položením následující svarové housenky. Teplota interpass musí být měřena přímo na svaru nebo v bezprostřední blízkosti svaru. Teplota ohřevu Tm udává minimální požadovanou teplotu v oblasti svaru, která musí být udržována i v případě přerušení svařování. Minimální teplotu předehřevu je možno stanovit podle mezinárodně používaného vztahu: Tp = 697.CET + 160.tanh(d/35) + 62.HD.0,35 + (53.CET – 32).Q-328

(2)

kde: CET = 0,2- 0,5% - uhlíkový ekvivalent podle rovnice (1) d = 10-90 mm - náhradní tloušťka HD = obsah difuzního vodíku v ml/100g Q = 0,5 – 4,0 kJ/mm – vnesené teplo přičemž Q = h. (U. I)/v.10-3 [kJ/mm]

(3)

kde: h = 0,6-1,0 podle metody svařování U napětí při svařování [V], I intenzita svařovacího proudu [A], v rychlost svařování [mm/s]. Kromě požadavku na zamezení vzniku trhlin je třeba při návrhu technologie zohlednit také interakci mezi sklonem k tvoření trhlin za studena a mechanickými vlastnostmi svarových spojů. K tomu vedle výše uvedených ovlivňujících faktorů patří i geometrie svaru a svařovací postup. Tyto procesní faktory jsou reprezentovány jednou charakteristickou veličinou, tzv. dobou ochlazování t8/5. Teplota t8/5 je doba, za kterou klesne teplota svarové housenky a HAZ z 800°C na 500°C. T8/5 lze vypočítat v závislosti na Q, Tp a koeficientech F2/F3 pro 2 resp. 3 rozměrný odvod tepla. V případě trojrozměrného odvodu tepla nehraje tloušťka plechů žádnou roli. Přechodová tloušťka přitom závisí na teplotě a vneseném teplu. Vliv t8/5 na svařovací postup se stanoví podle vztahu (4) pro trojrozměrný odvod tepla a podle vztahu (5) pro dvojrozměrný odvod tepla [2],[3],[4]. t8/5=(6700-5.Tp).Q.[(1/500-Tp)-1/800-Tp)].F3

(4)

t8/5=(4300-4,3.Tp).Q2/d2.[(1/500-Tp)2-(1/800-Tp)2].F2

(5)

Obr. 1: Vliv teploty t8/5 svarového kovu na vlastnosti HAZ pro S1100QL

Fig.1: Influence of cooling rate t8/5 on mechanical properties of HAZ for S1100QL

- 36 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Jak je vidět z obr. 1 s prodlužující se dobou chladnutí t8/5 klesají kromě tažnosti všechny ostatní sledované mechanické vlastnosti. Z obr. 1 je dále patrné, že ačkoliv se hodnoty času t8/5 pohybují v doporučeném intervalu a i při relativně malé změně času a teplot jsou hodnoty mechanických vlastností značně rozdílné. Proto je nutné při návrhu svaru vysokopevnostního plechu brát na vědomí i toto hledisko a podle toho zvolit teplotní parametry svařování.

Obr. 2: Pracovní oblast svaru pro běžnou a vysokopevnostní ocel Fig.2: Welding parameter box for common steel and HSS

Pro známé hodnoty průběhu teplot předehřevu, mezihousenkové teploty a t8/5 lze vytvořit pracovní oblast teplot vyhovujících vstupním podmínkám. Na obr. 2 jsou vyšrafovány pracovní oblasti pro oceli S355 a S1100QL. Z obrázku je zřetelné, jak úzké je pracovní pásmo pro svařování vysokopevnostní oceli [5],[6],[7]. EXPERIMENTY

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). Tahovými zkouškami byly zjištěny mechanické vlastnosti základního materiálu v rovnoběžném směru k válcování. Průměrné hodnoty jsou následující: mez kluzu fy = 990 MPa, mez pevnosti fu = 1166 MPa, tažnost A5 11%. Na obr.3 jsou znázorněny typy zkoušených vzorků pro tupé svary.

Obr. 3: Popis typů vzorků Fig.3: Description of specimen types

- 37 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 Vzorky typu 1 jsou pro základní materiál, typu 2 pro svarový kov, typ 3 pro určení meze pevnosti tepelně ovlivněné oblasti a typ 4 pro zkoušky vrubové houževnatosti všech oblastí. Ocel Domex má vlivem termomechanického válcování mírně odlišné mechanické vlastnosti ve směru rovnoběžném s válcováním a kolmo k němu, což je zohledněno v konfiguraci zkoušek. Do výzkumu jsou zahrnuty i elektrody podkračující normou [8] doporučené hodnoty. Jsou použity elektrody o třech různých pevnostech. Jedná se o elektrody Megafil MF1100M, 742M a MF 940M s mezí kluzu 1100, 690 resp. 560 MPa. Vzorky jsou svařovány automaticky pomocí metody MAG. Režimy chladnutí byly vypočteny pomocí programu WeldCalc dodávaného výrobcem oceli Domex. Pro každou z elektrod jsou zkoušeny tři režimy chladnutí (na spodní vypočtené hranici, uprostřed doporučené oblasti a na horní vypočtené hranici). Vzorky, na kterých je zjišťována pevnost, jsou zkoušeny vždy po třech kusech pro každou konfiguraci elektrody a režimu chladnutí. Vzorky, na kterých je zjišťována vrubová houževnatost jsou zkoušeny vždy po čtyřech kusech. Po tupých svarech budou následně provedeny zkoušky na jednoduchých centricky zatížených vzorcích spojených pomocí koutových svarů. Plechy budou svařeny vždy tak, aby byl sledovaný svar namáhán podélně, nebo kolmo k vlastní ose. Výsledky jednotlivých testů budou využity pro kalibraci numerických modelů tupých i koutových svarů. 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 a získané výsledky využít k návrhu lehké vysoce únosné podpůrné konstrukce. OZNÁMENÍ

Tento výzkum je podpořen výzkumným grantem GAČR 103-08-H066. Autor tuto podporu velice oceňuje. LITERATURA

[1] IABSE: Use and Applications of High Performance Steels for Steel Structures, Structural Engineering document No. 8, str. 99-110 IABSE [2] Herman P.: Interní materiály firmy Wirpo s.r.o. [3] How to choose electrodes for joining HSS http://files.aws.org/wj/2007/wj0707-26.pdf [4] Collin P., Johansson B.: Design of Welds in High Strength Steel – http://www20.vv.se/fudresultat/Publikationer_000701_000800 [5] Svante Törnblom, Undermatched Butt Welds in High Strength Steel, Diplomová práce, LTU Švédsko, 2007 [6] Gresnigt A. M., Steenhuis C. M.: High Strength Steels – Construction Research Communications Limited 1997, str. 31-41 [7] Heuser H., Jochum C., Stracke E.: Weld metal as strong as base metal?, Mat.-wiss. u. Werkstofftech, 2007, 38, No.7 [8] 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

- 38 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 SPŘAŽENÉ OCELOBETONOVÉ PŘÍHRADOVÉ NOSNÍKY COMPOSITE STEEL AND CONCRETE TRUSS GIRDERS Martin Charvát Abstract Economy and safe design of composite steel and concrete structures depends on a proper knowledge of their behaviour. Although these structures have been designed for many years, their behaviour is not understood sufficiently yet. Design of composite steel and concrete structures depends on a number of aspects needed to be assessed. A dominant phenomenon is a distribution of shear flow at the interface between concrete slab and upper flange of the truss girder and its transfer by shear connectors along the span. In the case of elastic design of composite steel and concrete truss girders, there is a highly non-linear distribution of shear flow with significant peaks above truss nodes. The paper deals with the investigation of the longitudinal shear flow under various structural arrangements and loading. Finally appropriate approaches for design of the shear connection both in civil and bridge structures are suggested.

Key words: steel and concrete, composite truss, shear flow, elastic redistribution, non-linear behaviour ÚVOD

U spřažených ocelobetonových příhradových nosníků je jedním z hlavních úkolů zjistit rozdělení podélného smykového toku mezi ocelovou pásnicí a betonovou deskou podél rozpětí nosníku. Vzhledem k výskytu uzlových sil ve styčnících příhradového vazníku je distribuce zcela nelineární a nad styčníky vznikají výrazné špičky smykového toku [1]. Výzkum v této oblasti [2] ukazuje, že při návrhu podle teorie pružnosti, který je třeba provést pro průřezy 3. a 4. třídy, při použití spřahovacích prvků s nedostatečnou tažností a při návrhu na únavu, je smykový tok velmi nerovnoměrný a nad styčníky horního pásu vznikají lokální extrémy a tedy větší namáhání spřahovacích prvků. Při návrhu podle teorie plasticity však lze uvažovat víceméně stejný postup jako u plnostěnného nosníku. Tento předpoklad ovšem závisí na pružném nebo plastickém chování spřažení, nikoliv samotného průřezu. Eurokód 4 popisuje průběh smykového toku zjednodušeně a konzervativně. Prováděná studie ocelobetonových spřažených příhradových konstrukcí umožní jejich vhodné a účelné navrhování v praxi. NELINEÁRNÍ NUMERICKÁ ANALÝZA

K nelineární numerické analýze realizovaného spřaženého příhradového mostu bez styčníkových plechů (obr. 1) byl použit program ANSYS. Zvláštností této konstrukce je, že veškeré pruty ocelové příhradoviny jsou z plochých profilů. Spřažení bylo v této analýze modelováno nelineárními pružinami COMBIN39, umístěnými v 3D řešení v místě přípoje trnů k ocelové pásnici.

Obr. 1: Analyzovaný spřažený příhradový most Fig. 1: Analysed composite truss bridge

- 39 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 Rozpětí mostu je 21 m, horní pásnice 250x20, diagonály 250x40 a spodní pásnice 300x40 [mm]. Spřažení bylo realizováno trny průměru 19 mm ve 3 paralelních řadách a podélně ve vzdálenosti 200 mm. Analýza byla provedena pro dvě alternativy smykového spojení. Únosnost jednoho trnu podle Eurokódu 4 pro daný beton činí 77,1 kN. V prvním případě (T1) je charakteristická únosnost ve smyku 3x77100/200 = 1156 N/mm. V druhém případě (T2) je snížena smyková únosnost na 70 % tj. 809 N/mm jak je vidět na obr. 2. Smykový tok odpovídající ohybovému momentu únosnosti je 575 N/mm a tudíž se jedná v obou případech o úplné spřažení. 90000

4,00; 77100

80000

Smyková síla / Shear force [N]

Smyková síla / Shear force [N]

90000 70000 60000 50000 40000

0,10; 39450

30000 20000

80000 70000 4,00; 53970

60000 50000 40000 30000

0,10; 27615

20000

10000

10000

0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0

11

0

1

2

Prokluz δ / Slip δ [mm]

3

4

5

6

7

8

9

10

11

Prokluz δ / Slip δ [mm]

Obr. 2: Pracovní diagram spřažení: T1 (vlevo) a T2 (vpravo) Fig. 2: Load slip diagrams of connection: T1 (left) and T2 (right)

85000

q= 15 kN/m

75000

q= 30 kN/m q= 45 kN/m

65000

q= 60 kN/m

55000

q= 75 kN/m

45000

q= 90 kN/m

35000

q= 105 kN/m

25000

q= 122 kN/m

15000 5000 -5000

0

1500

3000

4500

6000

7500

9000

10500

Smyková síla na trn / Shear force per connector [N]

Smyková síla na trn / Shear force per connector [N]

Hlavní výsledky studie pro polovinu rozpětí jsou dále uvedeny. Obr. 3 ukazuje smykové síly přenášené jedním trnem na polovině rozpětí příhradového nosníku. Na vodorovné ose je vzdálenost od podpory a na svislé ose příslušné smykové síly. Křivky ukazují hodnoty při zatěžovacích krocích, které se postupně zvyšovaly až na hodnotu odpovídající kolapsu konstrukce. Vzhledem k větší tuhosti spřažení v prvním případě jsou vidět větší rozdíly smykového namáhání v okolí styčníků příhradového vazníku ve srovnání s druhou variantou, u níž dochází k částečné plastické redistribuci sil ve spřažení. Druhá varianta s plastizací spřažení snižuje celkovou únosnost konstrukce o 6 %.

Vzdálenost od podpory / Distance from support [mm]

85000

q= 15 kN/m

75000

q= 30 kN/m q= 45 kN/m

65000

q= 60 kN/m

55000

q= 75 kN/m

45000

q= 90 kN/m

35000

q= 105 kN/m

25000

q= 115 kN/m

15000 5000 -5000

0

1500

3000

4500

6000

7500

9000

10500

Vzdálenost od podpory / Distance from support [mm]

Obr. 3: Smykové síly ve spřahovacích prvcích: T1 (vlevo) a T2 (vpravo) Fig. 3: Shear forces in connectors: T1 (left) and T2 (right)

Srovnání smykového toku podél rozpětí mezi 3D numerickým řešením MKP a zjednodušeným postupem uvedeným v Eurokódu 4 pro zatížení 75 kN/m je uveden na obr. 4. Tato hodnota zatížení odpovídá zhruba návrhovému zatížení této mostní konstrukce. Pro výpočet podle Eurokódu byly použity hodnoty: efektivní šířka (beff = 2 m) a dvakrát polovina ocelové příruby ed = 2ev = 20 mm. Ze srovnání vyplývá, že Eurokód je konzervativní především u méně tuhého spojení.

- 40 -

Smykový tok / Shear flow [N/mm]

Smykový tok / Shear flow [N/mm]

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Vzdálenost od podpory / Distance from support [mm]

Vzdálenost od podpory / Distance from support [mm]

Obr. 4: Srovnání s Eurokódem 4, zatížení 75 kN/m: T1 (vlevo) a T2 (vpravo) Fig. 4: Comparison with Eurocode 4 approach, loading 75 kN/m: T1 (left) and T2 (right)

Smyková síla / Shear force [N]

Vliv tuhosti horní ocelové pásnice na průběh smykového toku byl vyšetřován v další parametrické studii. Závislost smykové síly na tloušťce horní pásnice je vidět na obr. 5. Větší deformace tenčí ocelové pásnice příhradového nosníku snižuje přenos smykové síly a tím vznikají větší vrcholy smykového toku nad styčníky. t= 10 mm

245000

t= 15 mm t= 20 mm

195000

t= 40 mm t= 60 mm

145000

t= 80 mm

95000 45000 -5000 0

1500

3000

4500

6000

7500

9000

10500

Vzdálenost od podpory / Distance from support [mm]

Obr. 5: Smykové síly ve spřahovacích prvcích T1, zatížení 75 kN/m Fig. 5: Shear forces in shear connection T1, loading 75 kN/m LINEÁRNĚ PRUŽNÁ ANALÝZA

Smyková síla / Shear force [N]

Vypracování široké parametrické studie pro řešení spřažených ocelobetonových příhradových vazníků je časově velmi náročnou úlohou. Proto bylo provedeno srovnání některých výsledků z pružnoplastické 3D analýzy v programu ANSYS se zjednodušeným 2D prutovým modelem (obr. 6). Tento model má umožnit zjednodušené řešení podélného smykového toku (nikoliv tedy chování nosníku jako celku). Konstrukce byla modelována pruty příslušných průřezů, plná betonová deska prutem bez zřetele na tahovou oblast. Trny byly modelovány jako náhradní pruty různých délek a tlouštěk tak, aby odpovídaly průběhu pracovního diagramu trnu 19/200 mm [3], obr. 7. V dalších obrázcích jsou prezentovány některé výsledky této zjednodušené pružné analýzy.

Prokluz / Slip [mm]

Obr. 6: Zjednodušený 2D model Fig. 6: Simplified 2D model

Obr. 7: Pracovní diagram náhradních trnů Fig. 7: Load slip diagrams of substitute connectors

- 41 -

Smyková síla / Shear force [N]

Smyková síla / Shear force [N]

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Vzdálenost od podpory / Distance from support [mm]

Vzdálenost od podpory / Distance from support [mm]

Obr. 8: Smykové síly ve spřahovacích prvcích: 60 kN/m (vlevo), 122 kN/m (vpravo) Fig. 8: Shear forces in shear connectors: 60 kN/m (left), 122 kN/m (right)

Smyková síla / Shear force [N]

Smyková síla / Shear force [N]

Smyková síla / Shear force [N]

Porovnání průběhu smykové síly v jednom trnu závislé na zatížení s řešením 3D ANSYS je zobrazeno na obr. 8. Je zřejmé, že náhradní řešení v pružné oblasti je zcela vyhovující, neboť se téměř shoduje s řešením 3D (ANSYS). V plastické oblasti dává pružné řešení zřetelně vyšší špičky smykové síly. Na obr. 9 je uveden vliv různé tloušťky horní ocelové pásnice na průběh smykových sil v trnech.

Vzdálenost od podpory / Distance from support [mm]

Vzdálenost od podpory / Distance from support [mm]

Vzdálenost od podpory / Distance from support [mm]

Obr. 9: Smykové síly ve spřahovacích prvcích, zatížení 75 kN/m: 15 mm (vlevo), 40 mm (uprostřed), 80 mm (vpravo) Fig. 9: Shear forces in shear connectors, loading 75 kN/m: 15 mm (left), 40 mm (central), 80 mm (right) ZÁVĚR

Z nelineární analýzy ve 3D (ANSYS) vyplývá, že řešení podle Eurokódu 4 lze použít k odhadování smykového toku nad styčníky příhradových nosníků s rozumnou přiléhavostí na začátku pružného chování. Po zahájení plastického přerozdělování dává Eurokód velmi konzervativní hodnoty. Dalšími významnými aspekty ovlivňujícími průběh smykového toku jsou efektivní šířka betonové desky a tuhost ocelového pasu, které nejsou v postupu podle Eurokódu zahrnuty. Navržený zjednodušený 2D model lze použít pro rychlé a přiléhavé řešení průběhu smykového toku. Pro provedení potřebných parametrických studií je model průkazný a zřejmě postačující pro případnou úpravu vzorců v Eurokódu. OZNÁMENÍ

Výzkum, jehož výsledky SGS11/025/OHK1/1T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Johnson R.P. and Ivanov R.I.: Local effects of concentrated longitudinal shear in composite bridge beams, The Structural Engineer, vol. 79(5), 2001, p. 19-23 [2] Machacek J. and Cudejko M.: Shear connection in steel and concrete composite trusses, Stability and Ductility of steel structures, 2010, p. 847-854 [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

- 42 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 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

Dřevěné konstrukce jsou nedílnou součástí velké části historicky významných staveb. Jejich stav ovlivňuje životnost celého objektu. Při stavebně technickém průzkumu těchto konstrukcí se používá řada metod a jejich kombinací. Vzhledem k historické hodnotě staveb se upřednostňují semidestruktivní či nedestruktivní metody zkoumání dřevěných prvků. Mezi modernější metody patří rentgen či mikrovlnné vlnění. Pro zjištění fyzikálních a mechanických vlastností se v praxi nejvíce používají metody jako odporové zarážení trnu, odporové vrtání, radiální vývrty, ultrazvukové metody a jejich vzájemné kombinace. Předmětem autorova výzkumu je ověřit účinnost kombinace metody radiometrie a dalších metod při zjišťování mechanických vlastností dřevěného prvku. Pomocí radiometrie se v současné době zjišťuje např. objemová hmotnost betonových směsí či asfaltových vrstev vozovky. Cílem práce je aplikovat tuto metodu na dřevěné prvky a nahradit tak stávající semi-destruktivní metody. Jedná se o metodu měření rozptylu záření gama vyvolaného povrchovou soupravou. 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 obvykle s dostatečnou spolehlivostí dřevěný prvek zatřídit do pevnostní třídy. RADIOMETRIE

V šedesátých let začaly první pokusy se zkoumáním hustoty dřevěných prvků rentgenovou radiografií (Folge 1966). Hlavní nevýhodou tohoto postupu je převod optické hustoty na snímku na reálnou hustotu dřeva. Vedle radiografie přichází na řadu i přímé radiometrické měření hustoty, kde odpadá mezikrok s vyvoláním fotografického filmu (Loos 1961, Woods and Lawhon 1974, Cown a Ciement 1983, Laufenberg 1986 a další). Důvodem pro vývoj těchto metod je jejich nedestruktivnost oproti gravimetrické metodě [2]. Radiometrie objemové hmotnosti je založena na principu průchodu a zeslabení záření gama a na principu rozptylu záření gama v měřeném materiálu. Pro zeslabení záření po průchodu materiálem platí Lambertova exponenciální rovnice:

N = N 0 ⋅ e − μm ⋅ρ ⋅t kde: N – četnost impulsů po průchodu materiálem,

- 43 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 N0 – četnost impulsů nezeslabeného svazku záření, μm – hmotnostní součinitel zeslabení, t – tloušťka materiálu, ρ – hustota. 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 složení měřeného vzorku. Dřevo obsahuje z 99% uhlík, sodík, vodík a kyslík. Mezi druhy dřeva se jejich vzájemný poměr příliš neliší, tudíž rozdíl v hmotnostním součiniteli mezi různými druhy je zanedbatelný [3]. Otázkou je, jaký vliv má zvýšená vlhkost vzorku. Pokud se vhodně zvolí zdroj záření, je hodnota součinitele zeslabení dřeva a vody velmi podobná, nebo se liší jen např. do deseti procent. Pokud se tedy vlhkost zkoumaného vzorku nevymyká obvyklým hodnotám vlhkosti, může se vliv vlhkosti zanedbat [4]. EXPERIMENTY

Během posledního roku provedl autor několik sérií měření hustoty dřevěných prvků pomocí radiometrie v Ústavu stavebního zkušebnictví na VUT v Brně. Pro měření byla vybrána metoda rozptylu záření gama. Měřeno bylo povrchovou soustavou (obr. 1), jako zdroj záření bylo vybráno Cesium 137. Byla sledována četnost impulsů za 1 minutu. Následně byla zkoumána závislost četnosti impulsů na hustotě.

Obr. 1: Měření hustoty dřevěných prvků povrchovou radiometrickou soupravou Fig. 1: Measurement of wood density by radiometric surface set

Pro první měření byly připraveny dvě sady smrkového dřeva po deseti vzorcích. První sada byla z trámu bez vad, druhá sada byla z trámu s podélnou trhlinou. Hustota byla měřena jednak radiometricky, jednak tradiční metodou vážení vzorku. Hustota vzorků se nacházela mezi hodnotami 388-419 kg/m3. Vzorky měly rozměry 120x120x400 mm. Vlhkost se pohybovala od 10,5-13,3 %. Byla zjištěna nepřímá úměra mezi četností impulsů, která se pohybovala od 4733 do 4832 impulsů, a hustotou. Pro sadu vzorků bez vad vyšel koeficient korelace R = 0,816. Pro sadu vzorků s podélnou trhlinou nebyla nalezena žádná závislost. Podélná trhlina by na měření neměla mít větší vliv. Téměř nulová korelace byla způsobena malým rozptylem hustoty vzorků a nedostatečnou citlivostí přístroje. Pro další měření byly připraveny vzorky s rozdílnými hustotami, kde by se nižší citlivost povrchové soupravy neměla projevit. Vzorky byly připraveny z 10 druhů dřeva (akát, borovice, buk pařený, dub, jasan, javor, jilm, lípa, modřín, smrk). Průřezy vzorků měly rozměry 45x120 mm. Vzorky borovice, buku, smrku a jilmu měly odlišné rozměry průřezu, což by negativně ovlivnilo výsledky, proto se s nimi dále nepracovalo. V první řadě byla zkoumána závislost četnosti impulsů na hustotě, dále byl zkoumán vliv odstínění, šířky či výšky zkoumaného vzorku. Závislost četnosti impulsů na hustotě byla měřena jak při odstínění prvků, tak na neodstíněných prvcích. Abychom simulovali co nejlépe reálný trám, byly prvky kladeny na sebe tak, že konečná

- 44 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 sestava měla průřez o rozměrech přibližně 180x120 mm. Vzhledem k rozměrům získaných vzorků bylo možné měřit šest druhů dřeva o rozptylu hustoty 539-771 kg/m3, viz tab.1. Hodnota hustoty byla uvažována jako průměr ze všech čtyř na sobě položených prvků. Každá sestava byla měřena desetkrát, pro výsledný graf byla použita průměrná hodnota četnosti impulsů z těchto měření. Závislost četnosti impulsů na hustotě byla vynesena do grafu (obr. 2). Opět zde vidíme nepřímou úměru. Koeficient determinace R2 = 0,982 a koeficient korelace R = 0,991 vyjadřují velmi vysokou závislost.

Tab.1: Výsledky měření Table 1: Measuring results

No.

Druh dřeva

1 2 3 4 5 6

akát jasan dub javor modřín lípa

Výška sestavy vzorků [m] 0,1755 0,1760 0,1785 0,1795 0,1795 0,1770

Hustota zjištěná vážením [kg/m3] 771,1 709,1 692,9 606,3 584,4 538,7

Četnost impulsů 4211 4272 4286 4355 4353 4419

800 y = -1,1751x + 5722,2 R2 = 0,9817

750 Hustota [kg/m3] Density

700 650 600 550 500 450 400 4200

4250

4300

4350

4400

4450

Četnost impulsů [-] Frequency of impulses

Obr. 2: Závislost četnosti impulsů na hustotě Fig. 2: Dependence frequency of impulses on density

U dvou druhů dřeva (javor, dub) byla zkoumána závislost výšky zkoumaného prvku na četnosti impulsů. Prvek byl sestaven z několika trámků výšky 45 mm. Výška byla postupně snižována tak, že se vždy odebral spodní prvek a opakovalo se měření. Prvek ze sedmi dubových trámků dosahoval výšky od 45 do 315 mm (obr. 3 vlevo) a prvek z osmi javorových trámků od 45 do 360 mm výšky. Na javorových prvcích byl zkoumán vliv šířky na četnosti impulsů. Trámky byly kladeny na užší hranu vedle sebe a postupně ze stran po jednom odebírány. Měřený prvek tak měl šířku 45-180 mm (obr. 3 vpravo). Z měření plyne, že vliv rozměrů prvku je významný. Např. u javoru změna výšky prvku o 45 mm způsobí rozdíl 26 impulsů. Podle výše uvedených výsledků by to odpovídalo rozdílu hustot 29 kg/m3. Změna šířky prvku o 45 mm znamená rozdíl v četnosti 162 impulsů, což odpovídá změně hustoty 182 kg/m3. Na druhou stranu se zde objevuje vysoká závislost změny rozměrů na četnosti impulsů. U změny výšky je hodnota koeficientu korelace R = 0,986 (javor) a R = 0,901 (dub). Pro změnu šířky R = 0,992 (javor).

- 45 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Obr. 3: Schéma měření vlivu změny výšky a šířky Fig. 3: Scheme of measurement the impact of changes in height and width PLÁNOVANÉ EXPERIMENTY

Po ověření schopnosti měřit hustotu dřevěných prvků pomocí radiometrie se autor zaměří na odvození kalibračního vztahu, pomocí něhož bude možné určit hustotu zabudovaného dřevěného prvku na základě četnosti impulsů. Budou stanoveny limity (rozměry prvků) pro zajištění dostatečné spolehlivosti měření. Následovat bude porovnání této metody zjišťování hustoty s metodou odporového zarážení trnu na stávajících vzorcích. Použit bude přístroj Pilodyn 6J. Abychom získali modul pružnosti, který ověříme destruktivní zkouškou, budou vzorky podrobeny měření ultrazvukem a následně modul pružnosti dopočítán. ZÁVĚR

Cílem této práce je nahrazení semi-destruktivních metod zkoumání hustoty zabudovaných dřevěných prvků metodou radiometrie. Tato metoda v kombinaci s dobře známou ultrazvukovou metodou poskytuje možnost zjistit hodnotu modulu pružnosti nedestruktivně. Hodnotným výstupem bude funkční vzorek - Radiometrická povrchová souprava, která bude schopna nedestruktivně a dostatečně přesně určit hustotu dřevěného prvku in-situ. 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 = 0,991. Pokud ovšem mají zkoumané vzorky stejné hustoty odlišné rozměry, změřené četnosti impulsů se liší. Na druhou stranu je zde velmi patrná závislost rozměrů na dosažených výsledcích, změřené hodnoty nejsou náhodné. V další fázi výzkumu bude potřeba přesněji definovat vliv rozměrů na změřené hodnoty. OZNÁMENÍ

Tento výzkum je podpořen výzkumnými granty GAČR 103-08-H066 a SGS11/027/OHK1/1T/11. Autor tuto podporu vysoce oceňuje. LITERATURA

[1] Divos F., Divos P., Divos G.: Acoustic Techniques: From Seedling to Wood Structures. Proceedings of the 15th International Symposium on Nondestructive Testing of Wood, 2007, Minnesota, ISBN-13: 978-1-892529-52-7, No. 7221, pp. 3-12 [2] Malan F.S., Marais P.G.: Some Notes on the Direct Gamma Ray Densitometry of Wood. Holzforschung, Vol. 46 (2), 1992, ISSN 0018-3830 [3] 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 [4] Cai, Z.: A new method of determining moisture gradient in wood. Forest Products Journal, Vol. 58, 2008, No. 7/8, pp. 41-45

- 46 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 VYZTUŽENÉ VÁLCOVÉ OCELOVÉ SKOŘEPINY ZA VYSOKÉ TEPLOTY STIFFENED STEEL CYLINDRICAL SHELLS AT ELEVATED TEMPERATURE Radek Pošta Abstract The phenomenon presented in this study is a research focused on the behaviour of reinforced steel shell stressed by temperature changes. The research is, in more detail, concerned with the area close to the ring stiffener, where there is a possibility of cracks initiation and their expansion due to the cyclical stress. The aim of this study is a construction life diagnosis considering this detail; eventually a proposal of a more effective construction detail.

Key words: shell, stiffener, stress, reinforced, temperature ÚVOD

Tématem disertační práce je životnost ocelových potrubí namáhaných teplotním zatížením. Některé průmyslové technologie (např. odprašovací systémy oceláren, parovody, teplárenská zařízení apod.) využívají ocelová potrubí k vedení horkých plynů. Zatímco vnitřní teplota se pohybuje v řádech stovek stupňů Celsia, venkovní teplota může klesnout i hluboko pod bod mrazu. Výsledkem je nerovnoměrné teplotní namáhání skořepiny, které se projevuje zejména v oblasti prstencových výztuh. Vlivem cyklického zatížení dochází k únavě materiálu [1] a vzniku trhlin [2] v plášti ocelového potrubí. NUMERICKÁ ANALÝZA

Řešení úlohy vyztuženého potrubí ohřívaného proudícím médiem je pomocí analytického přístupu prakticky nemožné, neboť pomocí analytických rovnic nelze vystihnout proces postupného oteplení výztuhy, který má v úloze rozhodující vliv. Nelineární analýza části vyztuženého teplotně namáhaného potrubí byla proto provedena s využitím programu ANSYS 12.0 [3], který je založen na metodě konečných prvků (MKP) [4]. Řešení se skládá ze dvou částí. V první části byl proveden výpočet teplotních změn konstrukce. Ty slouží jako vstupní hodnoty zatížení pro část druhou, ve které budou vypočteny deformace a napětí. Bylo tedy nutné vytvořit dva výpočetní modely, které se liší typem prováděné analýzy, okrajovými podmínkami a druhem použitých elementů. Společné budou mít pouze geometrické vlastnosti a zvolenou výpočetní síť viz. obr.1. Výpočetní síť byla generována autorem kvůli zachování počtu uzlů a jejich umístění v modelu pro další použití při mechanické analýze. Velikosti prvků a jejich rozmístění bylo voleno tak, aby výpočetní síť byla pravoúhlá, pravidelná a v oblasti připojení výztuhy byl počet prvků dostatečný a zároveň zbytečně neprodlužoval čas pro výpočet. V prvé části numerického modelovaní se autor zabývá teplotní analýzou zkoumaného vzorku. Pro tento účel byly vybrány prvky s označením SOLID70, které jsou schopny 3D teplotní analýzy. Jelikož úloha má pokračování ve statické analýze, jsou tyto prvky vhodné i pro jejich kompatibilitu s elementy SOLID185 podporující modelování statických úloh. Materiál vzorku byl zvolen jako lineární izotropní s následujícími vlastnostmi: teplotní roztažnost 12x10-6 K-1, tepelná vodivost 50W/mK. Kvůli zjednodušení výpočtu byla teplotní analýza prováděna jako statická. Výsledkem je tedy konečný ustálený teplotní stav ve všech uzlech vzorku pro zvolenou kombinaci teplotního zatížení (vnitřní, vnější povrch), nikoli teplotní změny závislé na čase. Vnitřní povrch modelovaného potrubí ohřívá proudící médium a na vnější povrch včetně výztuhy působí vnější teplota prostředí. Zatížení bylo zadáno pomocí různých hodnot přestupu tepla na vnějším a vnitřním povrchu a rozdílné teploty vnitřního a vnějšího prostředí.

- 47 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 V druhé části úlohy se autor zabývá mechanickými změnami modelu způsobenými teplotním zatížením. Z tohoto důvodu byl zachován geometrický tvar modelu včetně výpočtové sítě tvořené hranami jednotlivých osmiuzlových elementů, ostatní charakteristiky numerického modelu musely být upraveny. Použité prvky v tomto modelu (SOLID185) jsou osmiuzlové elementy se třemi stupni volnosti v každém uzlu (posuny ve směru osy x, y a z) umožňující výpočet s vlivem velkých deformací, plasticity, tečení a přetvoření. Pro mechanickou analýzu bylo nutné model podepřít, tedy zadat mu další okrajové podmínky. Autor volil okrajové podmínky tak, aby se modelovaný vzorek choval jako část nekonečně dlouhého potrubí vyztuženého prstencovými výztuhami, které potrubí rozdělují na stejně velké segmenty. Okrajové podmínky pro uložení jsou zadávány na začátek a konec modelu v osovém směru. Na jednom konci je zabráněno posunutí ve směru podélné osy Z, na druhém nikoli. To umožňuje posun v osovém směru. Z důvodu symetrie modelu a zatížení bude posun podélné osy modelu v příčném směru nulový. Pro zajištění stability výpočtu bylo uvažováno příčně neposuvné uložení na obou koncích modelu. Toto uložení vlastně simuluje další prstencové výztuhy. Vzdálenost mezi uložením a prstencovou výztuhou je dostatečně velká, aby nebyly ovlivněny sledované výsledky v oblasti výztuhy. Vzhledem k očekávaným plastickým deformacím byl pro numerickou analýzu použit materiálově nelineární model se zpevněním. Program ANSYS nabízí dva typy materiálového modelu se zpevněním: kinematický a izotropní. Model s izotropním zpevněním uvažuje rovnoměrně rostoucí plochu plasticity v závislosti na zatěžování. Oproti tomu materiál s kinematickým zpevněním počítá s tzv. Bauschingerovým efektem. To znamená, že plocha plasticity zůstává stejná, v průběhu deformace se ovšem posouvá. Mez plasticity je potom jiná pro různé druhy namáhání. Vzhledem k tomu, že se jedná o prvotní analýzu, byl pro výpočet zvolen model s izotropním zpevněním (MISO). Pro výpočet napjatosti byla použita iterační Newton-Raphsonova metoda. Konvergenční kritérium bylo uvažováno hodnotou εr = 0,1%.

Obr. 1: MKP model v programu ANSYS Fig. 1: FEM model in ASYS software PLÁNOVANÉ EXPERIMENTY

Konstrukce, na které budou prováděny prvotní experimenty, se nachází na odprašovacím zařízení ocelárny u švýcarského města Lucern. Výhodou pro měření této konstrukce (obr. 2) je malá vzdálenost mezi podporami, tudíž měření bude málo ovlivněno působením vlastní tíhy a globálních účinků větru. Další výhodou je přítomnost sond měřících teplotu proudícího vzduchu, které jsou vidět na obr. 3. Znalost této veličiny a teploty okolního prostředí umožní důkladně zanalyzovat teplotní změnu na plášti a ve výztuze.

- 48 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Obr. 2: Potrubí odprašovacího zařízení

Obr. 3: Teplotní senzory na potrubí

Fig. 2: Duct of dedusting system

Fig. 3: Temperature sensors on duct

Nevýhodou je naopak malá vzdálenost mezi klapkou a výztužným žebrem, kde se lokální deformace projevují. Poloměr potrubí je 700 mm a tloušťka pláště 5 mm. Výztuha je tvořena páskem o výšce 85 mm a tloušťce 10 mm. Geometrie potrubí je patrná z následujícího obr. 4.

Obr. 4: Geometrie odprašovacího potrubí v Lucernu Fig. 4: Geometry of dedusting duct in Lucerne

Hlavní měřenou veličinou bude průběh teploty po výztuze v závislosti na teplotě proudícího vzduchu a tímto teplotním namáháním způsobené deformace potrubí v okolí výztuhy. Experimenty jsou naplánovány na konec června roku 2011. VÝSLEDKY NUMERICKÉHO MODELU

Výsledkem teplotní analýzy provedené programem ANSYS je ustálené teplotní pole. Tato analýza byla provedena jako steady-state, tudíž ve výsledcích není zahrnut vliv času na oteplení vzorku. Hodnoty teplotního pole na výztuze se mění v závislosti na vzdálenosti od vnitřního povrchu skořepiny, viz obr. 5. Po vyřešení teplotní analýzy autor přechází na mechanickou analýzu. Zatížení pro tuto část numerického modelovaní bylo generováno z teplotní analýzy a jeho popis je zmíněn výše. Výsledná radiální deformace je vidět na obr. 6. Vliv staticky neurčitých prstencových výztuh je zde jasně patrný. V místě kde je bráněno radiální deformaci dochází k takzvané ztrátě membránové napjatosti. Sledovanými hodnotami u experimentu bude protažení jak v podélném, tak obvodovém směru a jimi vyvolaná napětí. Hodnoty normálového a obvodového napětí lze vyčíst z následujících obr. 7 a 8.

- 49 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Obr. 5: Teplotní pole na výztuze [C°]

Obr. 6: Radiální deformace potrubí [mm]

Fig. 5: Temperature developt on stiffener [C°]

Fig. 6: Radial deflection of the duct [mm]

Obr. 7: Normálové napětí [Pa] Fig. 7: Normal stress [Pa]

Fig. 8: Circumferential stress [Pa]

Obr. 8: Obvodové napětí [Pa]

ZÁVĚR

Naměřené teplotní pole na konstrukci pomůže stanovit hodnoty zadávaných součinitelů přestupu tepla, vedení tepla, apod. pro teplotní analýzu. Z provedených výpočtů vyplývá, že u této konstrukce nedochází k plastifikaci pláště. Při vyhodnocení naměřených napětí nebude brán zřetel na předešlou historii zatěžování a z naměřených hodnot bude stanoven průběh pracovního diagramu v pružné oblasti. Takto upravený model bude autorovi sloužit k dalšímu studiu konstrukčního detailu z hlediska únavy materiálu. Cílem práce je stanovit postup bezpečného navrhování s ohledem na únavovou životnost konstrukce, která je v těchto provozech 10 let. OZNÁMENÍ

Tento výzkum byl podpořen SGS11/028/OHK1/1T/11.

výzkumným

grantem

GAČR

103-08-H066

a

grantem

LITERATURA

[1] Polák J.: Cyclic Plasticity and Low Cycle fatigue Life of Metals, Academia, Praha, 1991 [2] McEvily Artur J.: Metal failures, Wiley, New York, 2002 [3] ANSYS Modeling and Meshing Guide, Release 11.0. online manual, Ansys, Inc.,2003 [4] Crisfield M. A.: Non- linear Finite Element Analysis of Solids and Structures, John Wiley & Sons, London, 1991

- 50 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 NUMERICKÝ MODEL PLECHOBETONOVÉ MOSTOVKY COMPOSITE BRIDGE DECK NUMERICAL MODEL Jan Psota Abstract This paper deals with a composite steel and concrete slab used as a bridge deck. In this type of the bridge deck there are combined the advantages of the concrete deck and the orthotropic steel plate. Well known and widely spread are headed studs as a shear connector. The main aim is to verify the behaviour an alternate shear connector, special concrete reinforcement. This reinforcement is suitable curved and welded on the top of the steel plate. The preliminary calculation and check was done, now the numerical and experimental model is in progress.

Key words: composite plate, bridge deck, headed stud, shear connector, concrete reinforcement ÚVOD

Cílem příspěvku je informace o postupu prací v disertaci, která se věnuje návrhu a odzkoušení alternativního typu spřažení plechobetonové mostovky. Zkoumaný „nový“ typ spřažení ocel-beton má být alternativou současně široce používaných prostředků, jako je spřahovací trn nebo perforovaná lišta. Jedná se o vhodně tvarovanou speciální betonářskou výztuž, která je přivařena k hornímu povrchu plechu mostovky. Uvažovaná plechobetonová mostovka spojuje výhody betonové desky a ortotropní ocelové mostovky. Plech ortotropní mostovky tloušťky cca 10 mm je vyztužen podélnými výztuhami po 2 m a příčnými výztuhami po 5 m. Na horní povrch plechu se přivaří již zmíněná betonářská výztuž. Uvažuje se dílenské poloautomatické přivaření výztuže, na montáži ruční. Tato výztuž je následně zalita betonovou směsí o tloušťce 80 mm. Po zatvrdnutí betonu výztuž zabrání vzájemnému posunu betonu po oceli. Zajistí tudíž přenášení smykové síly (podélné, příčné) vznikající na rozhraní obou materiálů a také brání oddělování betonu. Mostovka se pak bude chovat jako spřažená ocelobetonová konstrukce. Betonová deska zajišťuje potřebnou ohybovou (podélnou i příčnou) tuhost celé mostovky. Konstrukci také přitěžuje svojí vlastní váhou, což může být výhodné pro dynamickou odezvu konstrukce na vnější zatížení. Protože je ocelová deska štíhlá, mohlo by docházet v tlačených oblastech k jejímu boulení. Při vhodném a dostatečném spřažení betonová deska boulení zabraňuje, případně omezuje. Stavební výška plechobetonové mostovky je nižší než u mostovky s betonovou deskou. V porovnání s ortotropní mostovkou se očekává, že mostovka s plechobetonovou deskou bude mít lepší únavové a dynamické chování. Betonářská výztuž přivařená k hornímu povrchu plechu slouží jako spřahovací prvek a současně i jako nutná výztuž do železobetonu v jeho tažených oblastech. Z tohoto důvodu je žádoucí po ověření fungování výztuže jako spřahovacího prvku také vyhledat optimální tvar výztuže podle průběhu tahových napětí v betonové desce. PŘEDBĚŽNÝ MODEL

V softwaru Scia Engineer 2010 byl vytvořen model pro předběžné ověření betonářské výztuže jako spřahovacího prostředku. Tento model slouží pouze k určení vnitřních sil od stálých zatížení a zatížení dopravou a z něho lze stanovit rozměry hlavních prvků (tloušťku plechu, průřezy podélných a příčných výztuh) konstrukce mostovky.

- 51 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 V softwaru SCIA Enginner byla vymodelována nosná konstrukce mostu. Jedná se o zcela obecnou konstrukci s reálnými parametry, které byly autorem zvoleny (obr. 1) pro tento reprezentativní posudek.

Obr. 1: Předběžný model plechobetonové mostovky (včetně celého mostu) Fig. 1: Composite bridge deck preliminary model (incl. the whole bridge)

Model se skládá ze dvou hlavních nosníků (svařovaný I profil) a horní mostovky. Rozpětí hlavních nosníků je zvoleno 20 m a jejich osová vzdálenost je 12 m. Jedná se o prostý nosník. Spřažená plechobetonová mostovka se skládá z betonové desky tloušťky 80 mm, která je nabetonována na plechu tloušťky 10 mm. Plech mostovky je vyztužen podélnými (osová vzdálenost 2 m) a příčnými výztuhami (osová vzdálenost 5 m). Hlavní nosníky jsou pružnými liniovými podporami pro mostovku. Nemají zde žádný jiný další význam a nebude jim proto věnována další pozornost. Model je vytvořen jako deskostěnový (mostovka), hlavní nosníky jsou zde modelovány prutem. Zatížení na konstrukci bylo zavedeno dle ČSN EN. Pro zatížení dopravou byl zvolen model zatížení 1 podle ČSN EN 1991-2 [1] a zároveň byla odhadnuta stálá zatížení konstrukce (vozovkové souvrství, mostní vybavení). Vlastní váha byla generována programem automaticky. Zkoumá se spřažení pomocí betonářské výztuže (svařovaná síť) podle obr. 2. Jde o průměr drátu 10 mm s rozměry ok 200 x 200 mm, ocel BSt 500 S. Svary jsou provedeny koutové dle obr. 3 [2].

Obr. 2: Tvarování betonářské výztuže

Obr. 3: Rozměry koutového svaru

Fig. 2: Special concrete reinforcement forming

Fig. 3: Fillet weld dimensions

Smykové spojení v modelu je uvažováno jako tuhé (bez prokluzu betonu po oceli), jelikož v modelu obě desky mají společný kontakt a sítě konečných prvků jsou shodné. Vnitřní síly v betonové vrstvě byly zprůměrovány a určeny z modelu celé konstrukce mostu (obr. 1). Jedná se vždy o normálové a

- 52 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 smykové síly v podélném (směr y) a příčném směru (směr x) na běžný metr konstrukce. Jsou zobrazeny v tab. 1.

Tab. 1: Vnitřní síly v betonové části desky mostovky Table 1: Internal forces in the concrete part of the bridge deck

nx ny vx vy

Vnitřní síly v betonové desce: 1160 kN/m 850 kN/m -20 kN/m -34 kN/m

Na základě výše uvedených hodnot bylo provedeno předběžné posouzení alternativního typu spřažení (betonářskou výztuží) dle evropských norem. Použitý materiál se předpokládá: ocel S355, beton C30/35, betonářská ocel BSt 500 S. Svar mezi betonářskou výztuží a plechem mostovky byl posouzen pomocí vztahů podle ČSN EN 1993-1-8 [3] pro koutové svary. Výška svaru se uvažuje a=4 mm dle obr. 3. Únosnost koutového svaru na běžný metr je potom 4190 kN. To je více než potřebná hodnota z modelu mostovky (1160 kN/m). Posouzení betonářské výztuže jako spřahujícího prostředku mezi ocelí a betonem je provedeno podle ČSN EN 1992-1-1 [4] kapitoly Smyk ve styčné ploše mezi betony různého stáří. Tato kapitola řeší spřažení beton-beton pomocí betonářské výztuže. Pro náš případ spřažení ocel-beton pomocí betonářské výztuže je předpokládaná právě tato analogie z normy [4], pouze s jinými hodnotami materiálů. Návrhové hodnoty smykového napětí ve styčné ploše pro podélný/příčný směr (x/y) a příslušné návrhové únosnosti ve smyku jsou spočteny dle vztahů uvedených ve zmíněné kapitole v [4] a jsou znázorněny v následující tab. 2.

Tab. 2: Návrhové hodnoty smykových napětí a únosnosti ve smyku na rozhraní ocelbeton Table 2: Design value of the shear stresses and design shear resistances at the interface steelconcrete

Směr x Směr y

Návrhová hodnota smykového napětí vEdi 0,31 MPa 0,39 MPa

Návrhová únosnost ve smyku vRdi 0,40 MPa 0,40 MPa

Návrhové hodnoty smykového napětí v mostovce na rozhraní ocel-beton jsou téměř totožné s návrhovou únosností ve smyku, z čehož lze usoudit, že tento princip je vhodný a může být dále rozpracován ve formě numerického modelu. NUMERICKÝ MODEL

V současné době probíhá tvorba numerického modelu [5] mostovky v softwaru ABAQUS, který se dále použije pro porovnání s fyzickým modelem, jež bude z numerického modelu vycházet. Sestavování numerického modelu se předpokládá obdobné jako u předběžného výpočtu mostovky. Vzhledem k omezeným možnostem experimentálního centra ČVUT, kde bude probíhat experiment, bylo nutno zredukovat některé rozměry vzorku, a to zejména jeho šířky. Výsek desky mostovky je mezi dvěma příčníky, které jsou nově ve vzdálenosti 2 m místo dosavadních 5 m. Ostatní rozměry zůstávají stejné, tedy podélné výztuhy po 2 m atd., dle obr. 4. Vstupní hodnoty materiálů se uvažují jako charakteristické z příslušných materiálových norem, jelikož dosud nebyly provedeny žádné materiálové zkoušky. Všechny prvky modelu (ocelový plech, výztuhy, betonová deska, betonářská výztuž) jsou modelovány v prostoru jako objemové prvky solid. Pro beton byl prozatím vybrán materiálový model Concrete damage plasticity. Tento model je vhodný pro cyklické a dynamické zatížení, ale samozřejmě i pro monotónní zatěžování. Pro tento model je možné

- 53 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 použít jak implicitní, tak i explicitní výpočetní metody, které software nabízí. Pro ocelové části konstrukce (plech mostovky, výztuhy, betonářská výztuž) jsou v této fázi dostupné 3 materiálové modely, a to Linear elasticity, Classical metal plasticity a Model for metals subjected to cyclic loading, Posledně jmenovaný model se uplatní při cyklickém namáhání. Jak již bylo zmíněno, celá konstrukce je modelována trojrozměrnými objemovými prvky solid. Základním tvarem je šestistěn brick. Přesné označení prvku je pak C3D8R (objemový prvek, trojrozměrný, 8 uzlů s redukovanou integrací. Další nedílnou součástí tvorby modelu je správné nastavení kontaktů mezi ocelí a betonem, výztuží a betonem a interakce sítí s různou hustotou konečných prvků. Okrajové podmínky jsou zavedeny podepřením na protějších podélných stranách, kde je zabráněno posunu ve všech třech směrech globálních os. Zatížení je zde provedeno pomocí dvou osových sil po 150 kN (tlaků), které reprezentují nápravu vozidla podle [1], obr. 4. Po tomto sestavení modelu bude ještě následovat analýza výsledků, úprava a optimalizace modelu vzhledem k experimentálním zkouškám. Zkoušky se plánují na výseku panelu mostovky dle obr. 4 v roce 2011-2012.

Obr. 4: Numerický model výseku plechobetonové mostovky Fig. 4: Bridge deck numerical model cut ZÁVĚR

Po vytvoření modelu v softwaru Scia Engineer 2010, kde bylo jednoduchým výpočtem ověřeno chování betonářské výztuže jako spřahovacího prostředku, nyní následuje sestavení numerického modelu v softwaru Abaqus. Tento model bude následně porovnán s výsledky experimentů a dále optimalizován k provedení parametrické studie mostovky. OZNÁMENÍ

Výzkum, jehož výsledky SGS11/031/OHK1/1T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

je

podporován

grantem

LITERATURA

[1] ČSN EN 1991-2: Zatížení konstrukcí – Část 2: Zatížení mostů dopravou, ČNI, Praha, 2005 [2] TP 193: Svařování betonářské výztuže a jiné typy spojů, Mott MacDonald, Praha, 2008 [3] ČSN EN 1993-1-8: Navrhování ocelových konstrukcí - Část 1-8: Navrhování styčníků, 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

- 54 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 VYHODNOCENÍ ZKOUŠKY DVOU OCELOBETONOVÝCH NOSNÍKŮ S VYSOKOU ŽEBROVOU DESKOU EVALUATION OF EXPERIMENT WITH TWO COMPOSITE STEEL AND CONCRETE BEAMS WITH HIGH RIBBED DECK Štěpán Thöndel Abstract The experiment consists from static load test of two composite beams. First one is fully connected beam with ribbed deck high of 135 mm. The second one is partially connected beam with the same deck. Both beams were loaded until their collapse and the deformation, strain and slip between the steel beam and the concrete slab were measured. The experimental dates were compared with the calculation according the EC4 and the results are shortly described in the paper.

Key words: partially connected beam, fully connected beam, static load test, composite steel and concrete beam, high ribbed deck. ÚVOD

Oba zkoušené nosníky byly dlouhé 6 m a na obou koncích prostě uložené. Šířka nosníků byla 1,5 m, výška vlny trapézového plechu 135 mm. Ocelový nosník IPE 200 byl z oceli S235, betonová deska byla zhotovena z betonu C 25/30. Spřažení bylo realizováno pomocí ocelových spřahovacích trnů o průměru 19 mm a výšce 175 mm přivařených skrz trapézový plech. Průběžná vrstva betonu nad trapézovým plechem byla 65 mm, takže celková tloušťka desky byla 200 mm. Vzorek č.1 měl plech orientován širší vlnou dolů a v každé vlně mohly tudíž být přivařeny čtyři spřahovací trny, což odpovídá úplnému smykovému spojení ve smyslu EC4. Vzorek č. 2 měl plech otočený obráceně a v každé úzké vlně mohly být umístěny pouze dva trny, čímž bylo dosaženo pouze částečného smykového spojení charakterizovaného poměrem η = N/Nf = 0,52, kde N je skutečný počet trnů

na nosníku a Nf je počet trnů potřebných k dosažení úplného smykového spojení. Oba nosníky byly postupně zatěžovány ve třetinách rozpětí až do kolapsu. Schéma zkoušky je ukázáno na obrázku č.1. Pevnostní charakteristiky použitých materiálů jsou v současné době zjišťovány.

Obr. 1: Schéma uspořádání zkoušky Fig. 1: Experiment arrangement V průběhu zkoušky byly měřeny následující veličiny: • Průhyb ve třetinách a v polovině rozpětí • Prokluz ve spřažení na koncích nosníku • Posun horního povrchu betonové desky • Napětí v oceli a betonu na několika místech průřezu.

- 55 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

VÝSLEDKY ZKOUŠEK Vzorek č.1

Hodnoty zaznamenané v průběhu zkoušky jsou zobrazeny v následujících grafech. Je patrné, že únosnost (vypočítaná podle EC4 z nominálních hodnot pevnosti oceli a betonu) 2F=180kN byla při zkoušce bez problémů dosažena. Z technických důvodů musela být zkouška předčasně ukončena již při dosažení 2F=200kN, kdy se nosník stále choval lineárně a nejevil známky poruchy. Jak je ukázáno na obr. 2, nedosahoval průhyb nosníku uprostřed rozpětí hodnot stanovených předběžným výpočtem. Při největším zatížení byla největší hodnota normálového napětí v oceli rovna 328 MPa a v betonu 10,6 MPa, což znamená, že ocel se blížila své nominální mezi pevnosti, ale napětí v betonu bylo hluboko pod jeho nominální pevností v tlaku. Prokluz mezi ocelovou pásnici a betonovou deskou (obr.3) byl na jednom konci 0,24 mm, měření na druhém konci bohužel selhalo.

250

250

Zatížení Load [kN]

200

Zatížení Load [kN]

200

150

150

100

100 Průhyb (Deflection) EC4

50 Měřený průhyb (Measured deflection)

Průhyb Deflexion [mm]

prokluz pravý (slip right) Prokluz Slip [mm]

50

0

0 0

5

10

15

20

25

Obr. 2 Průhyb v polovině rozpětí - vzorek 1 Fig. 2: Deflection at mid-span - specimen 1

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

Obr. 3: Prokluzu a zatížení – vzorek 1 Fig. 3: Load slip – specimen 1

Obr. 4 zobrazuje vztah mezi zatížením a změřeným napětím v betonu uprostřed rozpětí nosníku. Závislost je téměř lineární. Na obr. 5 je totéž pro ocel. Na grafu není patrné dosažení meze kluzu oceli 235 MPa, z čehož lze usuzovat, že skutečná mez kluzu oceli byla vyšší. Jak už bylo řečeno, skutečné materiálové vlastnosti jsou v současné době zjišťovány. Na obr. 6 je zobrazena trhlina v žebru desky na konci zkoušky a celkový pohled na zkoušený nosník.

250

250 Zatížení Load [kN]

200

Zatížení Load [kN]

200

150

150

100

100 Napětí Stress [MPa]

50

Napětí Tension [MPa]

50

0

0

0

0

2

4

6

8

10

50

100

150

200

250

300

350

12

Obr. 4: Napětí v betonu v polovině rozpětí – Obr. 5: Napětí v oceli v polovině rozpětí – vzorek 1 vzorek 1 Fig. 4: Stress in concrete at mid-span – Fig. 5: Tension in steel at mid-span bottom specimen 1 flange – specimen 1 - 56 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Obr. 6: Porušení vzorku 1 Fig. 6: Failure of Specimen 1 Vzorek č.2

Malými změnami v uspořádání zkoušky se u tohoto vzorku podařilo dosáhnout úplného kolapsu vzorku, který nastal při zatížení silou 2F=127kN při označení podle obr. 1. Z nominálních pevnostních charakteristik údajů byla obdobně jako u prvního vzorku vypočítána únosnost 2F=107kN. Porušení nastalo ve smykovém spojení na jedné straně nosníku, obr. 11. Obr. 7 porovnává měřený průhyb s hodnotami získanými výpočtem. Je vidět že měřené hodnoty jsou hluboko pod hodnotami vypočítanými podle [2] a [5]. Okamžik porušení lze odečíst na obr. 8, kde je patrný náhlý nárůst prokluzu v okamžiku kolapsu. Z obrázků 9 a 10 lze odečíst, že napětí ve spodní pásnici ocelového nosníku uprostřed rozpětí bylo těsně před kolapsem rovno 42 MPa a napětí v betonu ve stejném průřezu 6,2 MPa. Tyto hodnoty jsou hluboko pod nominálními materiálovými pevnostmi a je zřejmé, že příčinou kolapsu bylo selhání smykového spojení. Prokluz ve spřažení byl na jedné straně 0,16 mm a na druhé straně 0,26 mm. Po porušení spřažení začalo napětí v oceli a v betonu náhle narůstat, jelikož nosník se nadále již nechoval jako spřažený. Zatížení 140 Load [kN] 120

140 Zatížení Load [kN]

120 100

100

80

80

60 40

prokluz pravý (slip right) 40

Měřený průhyb Průhyb (Measured deflection) Deflexion Průhyb (Deflection) [2] [mm]

20

prokluz levý (slip left)

60

Průhyb (Deflection) [5]

Prokluz Slip [mm]

20

0

0 0

10

20

30

40

0

Obr. 7: Průhyb uprostřed – vzorek 2 Fig. 7: Deflection at mid-span - specimen2

0,5

1

1,5

Obr. 8: Prokluzu a zatížení – vzorek 2 Fig. 8: Load slip – specimen 2

- 57 -

2

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

140

140 Zatížení Load [kN]

120 100

Zatížení Load [kN]

120 100

80

80

60

60

40

40

Napětí Stress [MPa]

20

Napětí Tension [MPa]

20

0

0

0

2

4

6

8

10

0

20

40

60

80

100

Obr. 9: Napětí v betonu uprostřed Obr. 10: Napětí ve spodní pásnici uprostřed rozpětí - vzorek 2 rozpětí – vzorek 2 Fig. 9: Stress in concrete at mid-span – Fig. 10: Tension in steel at mid-span bottom specimen 2 flange – specimen 2

Obr. 11: Porušení vzorku 2 Fig. 11: Failure of Specimen 2 ZÁVĚR

Výsledky uvedené v tomto článku budou po zjištění materiálových vlastností zkoušených nosníků upraveny, nicméně již nyní se zdá, že postupy uvedené v EC4 bude možné rozšířit i na ocelobetonové spřažené nosníky s žebrovou deskou vyšší než doposud mezních 80 mm. Zkoušky naznačují, že tento limit bude možné posunout. V další fázi výzkumu budou zkoušky doplněny matematickým modelem, který by měl provedené experimenty potvrdit. Cílem disertace je stanovit nový limit výšky žebrové desky, kde ještě bude možné zanedbat vliv deformovatelnosti žebra na průhyb nosníku. OZNÁMENÍ

Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem MSMT 6840770001 a materiální pomocí společnosti Metrostav a.s. LITERATURA

[1]ČSN EN 1994-1-1 Design of composite steel and concrete structures. ČNI 2006 [2]BS 5950 Structural use of steelwork in building BSI 1990 [3]Johnson, R.P.: Composite Structures of Steel and Concrete, Beams, Slabs, Columns, and Frames for Buildings. Third Edition, Blackwell Publishing, 2004 [4]Narayanan, R.: Steel and Stability, Composite Steel and Concrete Structures. Elsevier 1988 [5]Kristek,V.–Studnicka,J.: Analysis of Composite Girders with Deformable Connectors, Proc.of Inst.of Civ.Eng., Part 2, December 1982

- 58 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 MOSTOVKOVÝ PANEL Z VYZTUŽENÝCH POLYMERŮ FIBRE REINFORCED POLYMER BRIDGE DECK PANEL Martin Vovesný Abstract The aim of the research is developing and analysis of a original composite bridge deck panel made of glass fibre-reinforced polymer (GFRP). The use of GFPR bridge deck panel is growing very rapidly around the world [2] and still are being sought the another types of deck panel and way of their analysis. The author´s deck panel will be manufactured with combination of “I” cross-section girders which are made by pultrusion process and face-sheets made by hand laminating process. Use of this technology of manufacturing offers big variety of a dimension and cost-effective price but eventually worst mechanical properties of contact between the girder and face-sheets than mostly use pultruded shape panel.

Key words: bridge, fibre-reinforced polymer (FRP), composite, bridge deck ÚVOD

Právě mostovka je částí mostu, která má obvykle nejkratší životnost a bývá z celé mostní konstrukce nejvíce poškozena. Vlivem toho dochází ke snižování zatížitelnosti mostu a k nutnosti provedení rekonstrukce. FRP materiál, který má vysokou pevnost, nízkou hmotnost a dobrou odolnost proti korozi, může sloužit díky svým vlastnostem jako vhodná alternativa dosud nejčastěji používaným materiálům využívaným pro konstrukce mostovek. První výzkum, který se zabýval mostovkou z FRP byl zahájen již v roce 1983, kdy americká vláda zahájila projekt s názvem Transfer of Composite Technology to Design and Construction of Bridges. Výsledek tohoto výzkumu byl však velmi obecný a nebyl dostatečně vyhodnocen [1]. V roce 1992 pak organizace Federal Highway Administration (FHWA) zahájila rozsáhlý výzkum, na jehož konci byla v roce 1995 publikována práce FiberReinforced Polymeric Bridge Decks. Na tuto práci pak navazuje velká řada prací, které mají za cíl přijít s novým typem mostovkového panelu a popsat jeho chování v konstrukci. NÁVRH FRP MOSTOVKOVÉHO PANELU

Cílem autorova výzkum je navrhnout FRP mostovkový panel pro dočasné mostní konstrukce. Speciálně pak pro provizorní mosty typu Těžká Mostní Souprava (TMS). Pro tento typ mostu je nyní nejčastěji používaná mostovka tvořená ocelovými příčníky a ocelovými podélníky s dřevěnými mostinami. Tento typ mostovky limituje zatížitelnost celé konstrukce [3] . Vysoká pevnost a nízká hmotnost FRP materiálu a odolnost proti korozi jsou důvodem k využití FRP pro výrobu nových mostovkových panelů.

Obr. 1: Současná konstrukce mostovky TMS

Obr. 2: Nová mostovka TMS tvořená FRP panely

Fig. 1: Cross-section of TMS bridge with original bridge deck

Fig. 2: Cross-section of TMS bridge with new FRP bridge deck panel

- 59 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 V novém typu mostovky jsou podélníky a dřevěné mostiny nahrazena FRP mostovkovým panelem. Tento panel je tvořen systémem I-nosníků a horní a dolní potahové vrstvy (obr. 3). Spolupůsobení mezi jednotlivými I- nosníky v příčném směru je zajištěna potahovými vrstvami. Potahové vrstvy panelu jsou vyráběny procesem ruční laminace, což přináší odlišné mechanické vlastnosti v porovnání s vlastnostmi I-nosníků. Ty se vyrábějí procesem pultruze. Použití této kombinace odlišných výrobních technologií nabízí možnost velice snadné úpravy dimenzí příčného řezu. Nevýhodou oproti plně pultruzivním panelům mohou být horší mechanické vlastnosti panelu.

Obr. 3: Příčný řez mostovkovým panelem a jeho orientace v konstrukci TMS Fig. 3: Cross section of deck panel and it's orientation in TMS construction

MATERIÁLOVÉ VLASTNOSTI Materiálové vlastnosti vláknitých kompozit jsou silně závislé na materiálových vlastnostech vláken a matrice a uspořádání vláken v matrici. Materiál použitý pro výrobu mostovkových panelů byl vybrán ve spolupráci se společností zabývající se výrobou kompozitních prvků pro stavební konstrukce. Jako matrice je použit vinil-ester a vyztužující vlákna jsou vyrobeny z E-skla. Kombinace těchto materiálů přináší dobré mechanické vlastnosti a vysokou životnost kompozitu při zachování přijatelných výrobních nákladů. Materiálové vlastnosti, jsou stanoveny na základě teorie mikromechaniky [3] a podle informací o skladbě kompozitu poskytnutých výrobcem. Výsledné materiálové vlastnosti mostovkového panelu jsou v Tab. 1.

Tab. 1: Materiálové vlastnosti mostovkového panelu Table 1: Material properties of deck panel

Modul pružnosti v podélném směru [GPa] Modul pružnosti v příčném směru [GPa] Smykový modul [GPa]

Horní potahová vrstva

Dolní potahová vrstva

I-nosník

5,5

5,5

21,0

15,0

15,0

8,0

2,1

2,1

2,9

FEM MODEL MOSTOVKOVÉHO PANELU Cílem modelování MKP je získání hodnot deformací a napětí v I-nosnících a potahových vrstvách vyvolané normovým nápravovým tlakem. MKP analýza se provádí v programu ABAQUS. Konstrukce mostovkového panelu je tvořena skořepinovými elementy (obr. 4). Skořepinové elementy jsou definovány jako 8-uzlové dvojitě zakřivené skořepinové prvky s 5 stupni volnosti. Materiálové

- 60 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 vlastnosti prvku jsou definovány podle hodnot v tab. 1. Spojení mezi I-nosníky a horní a dolní potahovou vrstvou je modelováno jako „Tie“ kontakt. Podepření panelu je modelováno stejně jako ve skutečné konstrukci TMS pomocí příčníků vzdálených 1500 mm. Zatížení působící na panel se vnáší ve dvou krocích. V první kroku je aplikováno zatížení vlastní tíhou, v druhém kroku se vnáší nápravové zatížení. V numerickém modelu jsou ověřeny dvě kritické polohy normového nápravového zatížení: ve středu rozpětí (k ověření maximálních hodnot deformace a napětí od ohybu panelu). Při druhé poloze zatížení je náprava umístěna na kraj nosníku nad příčník. Hodnoty zatížení jsou stanoveny dle modelu LM2 z normy ČSN EN 1991-2, kde je maximální kolová síla definována hodnotou 150 kN na plochu o velikosti 400x400 mm.

Obr. 4: FEM model mostovkového panelu Fig. 4: FEM model of deck panel

VÝSLEDKY NUMERICKÉ ANALÝZY MOSTOVKOVÉHO PANELU Sledovanými veličinami jsou hodnoty svislého průhybu a hodnoty hlavních napětí v panelu. Mezní hodnota průhybu se uvažuje 1/200 rozpětí. Pro modelovanou konstrukcí s rozpětím panelu 1500 mm to znamená, že průhyb panelu může být až 7,5 mm. Mezní hodnota napětí v mostovkovém panel je definován odlišně pro I-nosník a pro potahové vrstvy. Maximální napětí v materiálu se připouští podle [4] jako 25% meze pevnosti, což činí pro I-nosník 50 MPa a pro potahové vrstvy 40 MPa. Hodnoty dosažených napětí a průhybů od normového zatížení jsou v Tab. 2.

Tab. 2: Hodnoty napětí a deformace panelu Table 2: Values of deflection and stress

Hlavní napětí [MPa]

Svislý průhyb [mm] I-nosník Horní potahová vrstva Dolní potahová vrstva Stálé zatížení

0,08

0,01

0,07

-

Zatížení uprostřed rozpětí

45,38

32,32

17,62

5,14

Zatížení nad příčníkem

49,64

20,91

13,51

-

EXPERIMENTÁLNÍ OVĚŘOVÁNÍ Experimentální ověřování FRP mostovkového panelu bude rozděleno do dvou základních fází. V první fázi se bude jednat o ověření materiálových vlastností. Materiálové zkoušky budou prováděny na výřezech z pásnic a ze stěny I- nosníku a z horní a dolní potahové vrstvy. Ověřena bude pevnost materiálu, modul pružnosti a smykový modul, vždy ve dvou na sebe kolmých směrech v rovině

- 61 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 jednotlivých plošných částí. Geometrie vzorku z I-nosníku pro tahovou zkoušku je znázorněna na obr. 5 a 6.

Obr. 5: Nákres vzorků pro tahovou zkoušku

Obr. 6: Vzorky pro tahovou zkoušku

Fig. 5: Drawing samples for tensile test

Fig. 6: Samples for tensile test

Tvary zkušebních vzorků jsou stanoveny v souladu s normou ASTM 3039 a i průběh zkoušky bude podle této normy. Smyková zkouška je navržena podle Iosipecovy zkoušky, která je v souladu s ASTM 5379. Druhá fáze experimentálního ověřování se bude týkat ověření chování části panelu. Z celkové šířky panelu, která pro most typu TMS bude činit 4168 mm, bude vyroben vzorek šířky 1102 mm. Tento panel bude postupně zatěžován narůstající silou, které budou simulovat kolové zatížení panelu. Zatížení bude vnášeno přes ocelovou desku o rozměrech 400 x 400 mm, která bude na panel osazena přes pružnou podložku. Zatížení panelu se bude postupně zvětšovat až do úplného kolapsu. Během celé zkoušky budou měřeny deformace a napětí v jednotlivých částech panelu a tyto naměřené hodnoty budou sloužit k verifikaci numerického modelu. ZÁVĚR

Cílem disertační práce je návrh nového typu mostovkového panelu z FRP se zaměřením na panely s žebry vyrobené procesem pultruze případně. V současné době probíhá numerické modelování panelu a je připravena první fáze experimentálního ověření pro přesné stanovení materiálových vlastností. Dalším krokem bude experimentální ověření chování panelu při zatížení normovým kolovým tlakem, jehož výsledky budou porovnány s výsledky z numerického modelu. Uplatnění nového mostovkového panelu z FRP se předpokládá na mostní provizorium TMS, ale uplatnění může nalézt i při rekonstrukcích mostních objektů. OZNÁMENÍ

Tato práce vznikla za podpory projektů SGS11/031/OHK1/1T/11 a GAČR 103-08-H066 LITERATURA

[1] Zureick A., Shih B., Muley E.: Fiber-reinforced Polymeric Bridge Decks, Structure Engineering Review. 7(3), 257-266, 1995 [2] Majumdar P. K.: Strength and Life Prediction of FRP Composite Bridge Deck, Virginia Polytechnic Institute and State University, April, 2008 [3] Rotter T., Maňas P.: Posouzení a návrh úprav mostní konstrukce TMS podle standardů NATO, Závěrečná zpráva projektu MD ČR 1F44L/078 030, Praha, 2008 [4] Qiao P., Davalos B., Brown B.: A systematic analysis design for single-span FRP desk/stringer bridges, Composities, Part B 31, 2000, p. 593-609 [5] ASTM 3039, Standard Test Method forTensile Properties of Polymer Matrix Composite Materials [6] ASTM 5379, Standard Test Method for Shear Properties of Composite Materials by the VNotched Beam Method

- 62 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 ANALÝZA ZBYTKOVÉ ÚNOSNOSTI A ROBUSTNOSTI HYBRIDNÍCH NOSNÍKŮ ZE SKLA A OCELI ANALYSIS OF HYBRID BEAMS FROM GLASS AND STEEL IN RESPECT TO RESIDUAL LOAD CAPACITY AND ROBUSTNESS Tomáš Fremr Abstract Hybrid steel-glass beams which is composed from steel flanges and glass web belong to new attractive architectural elements. Research is aimed to residual load capacity and robustness with regards to the safety behaviour of such a kind of structures. Experimental programme should demonstrate that the hybrid beam with the glass web divided into several glass panes is able to transfer the operating load also after the failure of one glass pane at least for 48 hours. Analytical model of hybrid beams is based on truss analogy which will be verified by experimental results.

Key words: hybrid, steel-glass, experiments, load capacity, robustness ÚVOD

Novým architektonickým prvkem je hybridní sklo-ocelový nosník složený z ocelových pásnic a skleněné stojiny. Předmětem výzkumu je zbytková únosnost a robustnost s ohledem na bezpečnost chování podobných konstrukcí. Výzkum by měl prokázat, že nosník s dělenou stojinou je schopen přenášet provozní zatížení i v případě poškození jednoho z panelů stojiny a to po dobu minimálně 48 hodin. Analytický model ověřený na základě výsledků experimentů s hybridním nosníkem je založen na příhradové analogii. ANALYTICKÉ MODELY

Stanovení zbytkové únosnosti a robustnosti nosníku z hlediska počtu skleněných panelů bude provedeno pomocí analytického modelu založeného na příhradové analogii. Model bude ověřen na základě výsledků experimentů. Chování hybridního nosníku modelovaného pomocí příhradové analogie je zjednodušeno na idealizovanou pružnou prutovou soustavu. Takto zjednodušená konstrukce umožňuje snadné určení vnitřních sil působících mezi jednotlivými prvky (ocelové pásnice, skleněné stojiny) hybridního nosníku, obr. 1 [1].

Nfu Nft

Obr. 1: Příhradová analogie Fig. 1: Truss analogy PŘÍPRAVA EXPERIMENTŮ A VÝROBA ZKUŠEBNÍCH VZORKŮ

Byla vyrobena zkušební tělesa pro tři sady experimentů. Celkem se jedná o 9 nosníků, které se liší průřezem, dělením stojiny, napojením skleněných panelů stojiny nebo typem použitého lepidla.

- 63 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 V první sadě je jeden nosník s dělenou stojinou ze tří skleněných panelů s přípojem mezi skleněnou stojinou a ocelovou pásnicí pomocí profilu U. Druhou sadu tvoří šest nosníků s dělenou stojinou z pěti skleněných panelů, z toho tři s přípojem pomocí profilu U a tři s přímým spojem, vždy s jiným typem lepidla. V poslední sadě jsou dva nosníky s dělenou stojinou z pěti panelů s přímým spojem mezi stojinou a pásnicemi, avšak skleněné panely stojiny budou vzájemně provázány spojem pomocí pera a drážky. Při výrobě nosníků byl dodržen technologický postup daný výrobcem lepidel. Povrchy obou lepených materiálů byly čisté, suché, zbavené nečistot a mastnot. Ocelové pásnice musely být zbaveny broušením povrchové úpravy z výroby. Dobroušení bylo provedeno brusným pásem (3M ScotchBrite). K očištění a aktivaci obou povrchů byl použit přípravek SIKA ADPrep v případě, že bylo použito lepidlo SikaFast-5211. Povrchy lepené přípravkem SikaForce-7550 byly z důvodu adheze opatřeny přípravkem SikaCleaner 205 a SikaPrimer 206 G+P, [2]. Byly vyrobeny dva typy nosníků, obr. 2. První byl složen ocelových pásnic 10/100 mm s přivařeným profilem U 40/35/4 ohýbaným za studena a druhý pouze z pásnic 10/100 mm. K pásnicím byla přilepena skleněná stojina z vrstveného skla. Průřez složený z pásnic s navařeným U profilem měl stojinu z dvouvrstvého tepelně zpevněného skla (2x12 mm). Stojina byla uložena v U profilu na hranol z polyamidu tl. 4 mm, aby nedocházelo k otlačení stojiny u podpory a v místě působení břemen. Druhý průřez měl stojinu z třívrstvého tepelně zpevněného skla (3x8 mm). Celková stabilita při lepení a vzájemná kolmost byla zajištěna pomocí vodováhy a dřevěných forem speciálně připravených pro tyto experimenty. Spáry mezi pásnicemi U profilu a skleněnými panely stojiny, resp. mezi pásnicí nosníku a stojinou u přímého lepeného spoje, byly po ustavení a vymezení mezery tl. 2-3 mm vyplněny lepidlem SikaFast-5211, resp. SikaForce-7550. Požadovaná mezera byla vytvořena pomocí klínků.

Obr. 2: Dva typy lepených průřezů Fig. 2: Two types of bonded cross sections

Lepidlo SikaFast-5211 má dobu zpracovatelnosti 3 min, což může být výhodou i nevýhodou. Je nutné dbát na to, že po zalepení spáry nelze opravovat geometrii průřezu. Po vyplnění spáry mezi skleněnou stojinou a ocelovou pásnicí je potřeba přebytečnou vrstvu lepidla setřít. Výhodou je, že lze bez problémů a bez delšího čekání poté manipulovat s prvkem. Teplota zpracování je uvedena výrobcem +10˚C ÷ +40˚C, [2]. Lepidlo SikaForce-7550 má dobu zpracovatelnosti výrazně větší. Výrobce ji neuvádí, ale dle technického listu je cca 2-4 hod v závislosti na teplotě. Teplota zpracování je uvedena výrobcem +15˚C ÷ +30˚C, [2]. Po vyplnění spáry mezi skleněnou stojinou a ocelovou pásnicí je potřeba přebytečnou vrstvu lepidla setřít. Je tedy nutná technologická přestávka před manipulací s prvkem a je zde časový prostor pro případnou manipulaci s geometrií průřezu.

- 64 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

EXPERIMENTY

Zkoušení nosníků proběhlo v rámci Experimentálního centra na Fakultě stavební, ČVUT v Praze. Byly provedeny zkoušky únosnosti, robustnosti a zbytkové únosnosti dle statického schématu z obr. 3. Nosník byl zatížen 2 břemeny a byl příčně držen uprostřed rozpětí a na koncích nosníku, takže byla zajištěna jeho příčná a torzní stabilita.

Obr. 3: Statické schéma Fig. 3: Static diagram

Při zkoušce únosnosti byly nosníky zatěžovány až do porušení, tj. vzniku první trhliny ve skle. Následně byla zkoumána zbytková únosnost až do kolapsu konstrukce. Byl také sledován rozvoj trhlin ve stojině, deformace nosníku, natočení krajních panelů stojiny a napětí pomocí tenzometrů ve skle i oceli. Vybrané nosníky byly podrobeny zkoušce robustnosti, obr. 4. Ta spočívá v tom, že byl rozbit jeden z panelů stojiny, a to dvě vrstvy panelu třívrstvého skla stojiny u nosníku s přímým přípojem nebo obě vrstvy panelu dvouvrstvé stojiny u nosníku s přípojem pomocí U profilu. Nosníky byly zatíženy provozním zatížením F=4,8 kN po dobu 48 hod. Po tuto dobu bylo vyšetřováno chování nosníku rozvoj trhlin, svislá deformace, natočení krajních panelů stojiny a napětí pomocí tenzometrů. Během doby zatěžování nedošlo ani v jednom případě ke kolapsu nosníku. Byla ověřena robustnost zkoušených vzorků [3].

Obr. 4: Zkouška robustnosti Fig. 4: Test of robustness

- 65 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 VÝSLEDKY

Experimenty ukázaly že výrazný vliv na chování hybridního sklo-ocelového nosníku s dělenou stojinou má typ použitého lepidla a typ průřezu. V průřezu s pásnicemi s navařeným U profilem je lepená vrstva namáhána smykem, zatímco přímý lepený spoj je namáhán tahem a to výrazně ovlivňuje únosnost celého nosníku. tab. 1. V tabulce je uvedena maximální dosažená síla a průhyb uprostřed rozpětí.

Tab.1: Výsledky zkoušek únosnosti Table 1: Results of load tests

Průřez

Zpevněné sklo 2x12 [mm]

Zpevněné sklo 3x 8 [mm]

Ozn.

Druh lepidla

Počet tabulí skla

Max. síla Fmax [kN]

Max. moment Mmax [kNm]

Deformace wmax [mm]

I.

SikaFast VP 5211

5

81,2

85,3

33,3

VI.

SikaFast VP 5211

3

87,5

96,2

32,3

IX.

SikaForce 7550

5

28,1

30,9

25,1

II.

SikaFast VP 5211

5

19,5

20,5

6,9

IV.

SikaFast VP 5211

5 (přeplátování)

34,1

35,8

16,8

VII.

SikaForce 7550

5

2,3

2,5

2,7

VIII.

SikaForce 7550

5

7,1

7,8

8,4

Nosník č. I. byl postupně zatěžován až do porušení. K tomu došlo postupným vytržením skleněné stojiny z U profilu (porušení lepidla ve smyku), obr. 5. Poté došlo k natočení krajních panelů a jejich vzájemnému dotyku, resp. opření panelů. Tím došlo k částečnému zpevnění, viz pracovní diagram na obr. 6.

Obr. 5: Zkouška únosnosti, nosník č. I Fig. 5: Loading capacity test, girder No. I

- 66 -

Síla, Force [kN]

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Deformace – střed, Deflection – middle [mm]

Obr. 6: Zkouška únosnosti, nosník č. I Fig. 6: Loading capacity test, girder No. 1

Plánované ověření robustnosti na 5 nosnících se ukázalo jako nemožné. Důvodem byla výrazně menší únosnost nosníků s přímým lepeným spojem a se skleněnými panely stojiny stykovanými na sraz (bez přeplátování). Zkoušky robustnosti byly proto provedeny pouze na nosnících lepených akrylátovým lepidlem (SikaFast-5211), tab. 2. Zkoušky únosnosti prokázaly že největší namáhání je v krajních panelech. Robustnost, resp. zbytková únosnost hybridních nosníků jsou výrazně ovlivněny tím, který z panelů stojiny je rozbit před zkouškou. Bylo ověřeno, že rozbití druhého krajního panelu (nosník č. III.) zmenšuje zbytkovou únosnost méně než když je rozbit krajní panel jako u nosníku č. II.

Tab.2: Výsledky zkoušek robustnosti a zbytkové únosnosti Table 2: Results of robustness tests and residual resistance Robustnost

Průřez

Sklo

Ozn.

Zpevněné sklo 3x 8 [mm] Zpevněné sklo 2x12 [mm]

Zbytková únosnost

Fkonst [kN]

Mkonst [kNm]

wmax [mm]

Fmax [kN]

Mmax [kNm]

wmax [mm]

II.

4,8

5,0

7,9

20,1

21,1

17,0

III.

4,8

5,0

6,7

30,2

31,7

16,8

(přeplátování) Při zkoušce robustnosti byly zkoušeny zkušební vzorky č. II. a III. Nosník byl zatížen provozním zatížením F=4,8 kN, které odpovídá zatížení od stropní konstrukce se skleněnou podlahou v kancelářském prostoru se zatěžovací šířkou 2,5 m. U nosníku č. III. byly rozbity dvě vrstvy z třívrstvé stojiny ve druhém panelu od konce nosníku. V průběhu zkoušky (48 hod) byla měřena deformace, obr. 7, natočení panelů stojiny a napětí pomocí tenzometrů. Došlo k rozvoji již vzniklých trhlin a k vytvoření několika dalších, obr. 8. Z grafu je vidět přerozdělování napětí mezi stojinou a pásnicemi v závislosti na vzniku a rozvoji trhlin ve stojině. Zobrazené napětí je v blízkosti porušeného panelu stojiny.

- 67 -

Svislý průhyb, Vertical deflection [mm]

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Čas, Time [h]

Obr. 7: Graf nárůstu průhybu v čase, nosník č. III.

Napětí, Stress [MPa]

Fig. 7: Graph of deflection increases with time, girder No. III.

ocel, steel

sklo, glass

Čas, Time [h]

Obr. 8: Rozdělení napětí v čase mezi ocelí a sklem, nosník č. III. Fig. 8: Stress distribution between the steel and glass in the time, girder No. III. ZÁVĚR

Cílem disertace je stanovit zbytkovou únosnost a ověřit robustnost jednoho typu hybridního nosníku s dělenou stojinou na základě provedených experimentů. Pomocí experimentů bude ověřen a upraven analytický model založený na příhradové analogii. Dále bude provedena parametrická studie pomocí numerického modelu vytvořeného v programu ANSYS ověřeného výsledky z experimentů. Upravený a ověřený analytický modely bude poté sloužit jako podklad (pomůcka) pro navrhování při běžné inženýrské praxi. Hodnotným výstupem bude užitný vzor a článek v impaktovaném časopise. Odevzdání disertace je plánováno na červen 2012. OZNÁMENÍ

Tato práce vznikla za podpory projektu RFSR – CT 2007 – 00036 „INNOGLAST“. LITERATURA

[1] Feldmann M.: Development of optimum hybrid steel-glass-beams in respect to structural an architectural criteria, ANNEX 2007, RWTH Aachen, Germany [2] www.sika.cz [3] Knoll F., Vogel. T.: Structural Engineering Documents 11, Design for Robustness, Switzerland, ISBN 978-3-85748-120-8

- 68 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 LEPENÉ SPOJE KONSTRUKCÍ ZE SKLA NAMÁHANÉ SMYKEM SHEAR BONDED CONNECTIONS OF GLASS STRUCTURES Klára Machalická Abstract Connection between glass and another material (steel, stainless steel, aluminium or timber) is a specific problem in the practise of glass structures. Glued joints, depending on the thickness and stiffness, provide more uniform distribution of stress due to relatively large glued area in comparison with bolted connections, which is a significant advantage in brittle glass. The strength and behaviour of glued joint under increasing load is influenced by many factors. Some of them like different types of adhesives, various joining materials or surface treatment is aimed at the first part of this research. The second part of the research deals with the influence of moisture, UV radiation and changing temperature on glued joint. The sphere of interest covers elastic adhesives (one-component and twocomponent polyurethanes), semi-rigid adhesives (two-component acrylic adhesive) and also transparent adhesives (UV-curing systems), which can be suitable in case of glass-to-glass bonding.

Key words: glass structures, glue, shear adhesive connection, artificial ageing ÚVOD

Spoj tabule skla s prvkem z jiného materiálu (např. oceli, nerezové oceli, hliníku, dřeva), příp. s prvkem ze skla, je klíčový pro navrhování skleněných konstrukcí. Tyto spoje je s ohledem na křehkost skla výhodné provádět jako lepené, protože v závislosti na geometrii a tuhosti spoje lze zabránit vytvoření špiček napětí. Lepený spoj musí být dostatečně tuhý, aby zajistil spolupůsobení obou prvků, ale v případě lepení skla k jinému materiálu musí být současně i dostatečně poddajný, aby vyrovnal rozdílné teplotní deformace dvou odlišných materiálů. Toho lze dosáhnout výběrem vhodného lepidla aplikovaného v optimální tloušťce. Pro správný a bezpečný návrh je důležitá znalost chování lepidla ve spoji včetně vlivu různých faktorů na únosnost lepeného spoje. Výrobci lepidla často neposkytují dostatečné informace o vlastnostech a chování lepidla v konkrétním spoji, které jsou důležité pro návrh. Chování spoje pod rostoucím zatížením v závislosti na druhu použitého lepidla, druhu spojovaných materiálů, povrchové úpravě lepených ploch, adhezi lepidla k spojovanému materiálu nebo kohezní pevnosti vrstvy lepidla je předmětem první části výzkumu. Druhá část se zabývá vlivem okolního prostředí (změny teploty, vlhkost, UV-záření) na lepený spoj. Do obou částí výzkumu byla zahrnuta lepidla různých mechanických vlastností - lepidla poddajná (jedno-komponentní a dvoukomponentní polyuretany), lepidla polotuhá (dvou-komponentní akrylát) a také transparentní UVlepidla, používaná především pro lepení skla ke sklu. Výzkum se také věnuje vlivu tloušťky spoje na jeho tuhost a únosnost, kvůli schopnosti lepidel přerozdělit špičky napětí ve skle a současně kvůli pružnému protažení, které je nutné pro kompenzaci rozdílných teplotních deformací dvou odlišných spojovaných materiálů. Znalost vlivu tloušťky vrstvy lepidla je také důležitá pro vyrovnání rozdílných počátečních imperfekcích spojovaných ploch. LEPENÝ SPOJ KONSTRUKCÍ ZE SKLA

Lepený spoj může být hodnocen podle tuhosti jako poddajný nebo tuhý. Poddajný spoj lze vytvořit použitím elastomerových lepidel. Elastomery mají díky nízké hustotě intermolekulárních vazeb schopnost protažení až několikanásobku původní délky a po ukončení působení zatížení se rychle vrací do původního tvaru. Vzhledem k nízkému modulu pružnosti dobře vyrovnávají koncentrace napětí ve skle, ale dosahují nižších pevností v tahu i ve smyku. Tuhý spoj lze vytvořit použitím plastomerových lepidel (termosety a termoplasty). Tuhost a vyšší pevnost spoje za použití plastomerů je dosažena díky jejich husté zesíťované struktuře intermolekulárních vazeb a schopnosti vytvořit silné vazby mezi atomy lepidla a povrchem skla. Některé termosety na bázi akrylátů jsou transparentní, vytvrzované

- 69 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 pomocí UV záření. Po vytvrzení zůstávají UV stabilní, což lze považovat za výhodu při lepení konstrukcí ze skla. Termosety lze dělit na kontaktní lepidla, která se aplikují v tloušťce často menší než 1 mm, a lepidla výplňová, která vyžadují větší tloušťku vrstvy lepidla (běžně několik mm). Zejména při použití tuhých lepidel může mít tloušťka vrstvy lepidla významný vliv na celkovou tuhost i na únosnost spoje. Únosnost lepeného spoje je závislá především na dvou nejdůležitějších činitelích – adhezi a kohezi lepidla. V konstrukci ze skla může dojít k porušení lepeného spoje jedním ze tří způsobů nebo jejich kombinací. Za prvé: vlivem smykového namáhání vrstvy lepidla může dojít k postupné ztrátě soudržnosti (koheze) vrstvy lepidla, až nakonec dojde k jejímu roztržení, obr. 1. Protože ke ztrátě soudržnosti obvykle nedochází náhle, jde o bezpečný a tudíž žádaný způsob porušení lepeného spoje. Za druhé: porušení se může objevit mezi stykovou plochou spojovaného materiálu a vrstvou lepidla, dojde k prokluzu nebo utržení vrstvy lepidla od lepeného povrchu, obr. 2. To je způsobeno nedostatečnou adhezí lepidla ke stykové ploše spojovaného prvku. Míra adheze je ovlivňována druhem spojovaných materiálů a přípravou stykových ploch (čištění, odmaštění, použití primerů). Zdrsnění povrchu skla (např. pískováním) může snižovat pevnost skla, ale v závislosti na viskozitě lepidla může zlepšit adhezi, obr. 3, [1]. Za třetí: může dojít k porušení prvku ze skla překročením jeho tahové nebo smykové pevnosti, tj. z hlediska bezpečnosti se jedná o nejméně přijatelný způsob porušení.

Obr. 1: Kohezní porušení spoje

Obr. 2: Adhezní porušení spoje

Fig. 1: Cohesive mode of failure

Fig. 2: Adhesive mode of failure

Obr. 3: Vliv viskozity lepidla na adhezi lepidla k zdrsněnému povrchu skla [1] Fig. 3: Effect of glue viscosity to the roughened glass surface [1]

Další důležitý faktor, který se při návrhu spoje musí zohlednit, je životnost lepidla a tím i celého spoje. Životnost lepeného spoje závisí především na chemickém složení a na makromolekulární struktuře lepidla. Mechanické vlastnosti lepeného spoje, které jsou závislé na samotné vrstvě lepidla i na stykové ploše mezi lepidlem a lepeným materiálem, se mohou zhoršovat při vystavení spoje vlhkosti, UV-záření a změnám teploty. UV-záření je primární příčinou poškození organických materiálů. Při lepení skla, kterým UV-záření prochází, může docházet k porušení vnějších vrstev molekul lepidla a tím k poškození adhezních sil mezi povrchem skla a lepidlem. Pro lepení skla se proto doporučuje používat UV-odolná lepidla nebo problém s UV nestabilitou materiálu lepidla řešit primerovým UVodolným a nepropustným nátěrem lepeného povrchu. Rozsah teplot, během kterých spoj musí být schopen přenášet zatížení, je další důležitý aspekt. Obecně platí, že se zvyšující se teplotou se lepidla stávají méně tuhá a únosná. K porušení spoje dochází

- 70 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 odloupnutím vrstvy lepidla od podkladu (adhezně), protože adhezní síly se vlivem vysokých teplot snižují. Naopak se snižující se teplotou se lepené materiály smršťují a tím dojde ke zvýšení tuhosti celého spoje. Vrstva lepidla se při nízkých teplotách stane křehčí a náchylnější ke koheznímu porušení, [2]. Během opakovaných změn teploty musí být vrstva lepidla dostatečně pružná, aby byla schopná vyrovnávat rozdílné teplotní roztažnosti různých spojovaných materiálů, např. oceli a skla. Toho lze dosáhnout použitím pružného lepidla s dostatečnou životností v optimální tloušťce vrstvy. Vlhkost okolního prostředí může působit jak na vrstvu lepidla tak na lepený materiál. Polymerní materiál lepidla může absorbovat vlhkost, tím dochází k objemovým změnám vrstvy lepidla. I když jsou tyto objemové změny vratné, mohou vést k degradaci celého spoje. Vlhkost absorbovaná v polymerním materiálu lepidla migruje na rozhraní lepidla a spojovaného prvku a může se zde hromadit v mikrodutinách. Důsledkem tohoto opakovaného procesu je zhoršení adhezních sil lepidla ke spojovanému materiálu. Vlhkost z okolního prostředí spoje také působí na lepený materiál včetně stykových ploch spoje a může způsobovat jeho korozi a degradaci celého spoje. EXPERIMENTY

Protože vlastnosti lepeného spoje jsou závislé nejen na výběru lepidla ale také na spojovaných materiálech a jejich povrchových úpravách, byla první část experimentů zaměřena na chování lepeného spoje ve smyku pro různá lepidla a pro různé materiály ve spoji. Zkušební tělesa byla vyrobena pro spoj skla s běžnou ocelí, nerezovou ocelí, hliníkem, dřevem a sklem. Sklo bylo použito jak bez povrchové úpravy (pouze očištěné a odmaštěné), tak s pískovaným povrchem s cílem dosáhnout lepší adheze lepidla k povrchu skla. Do výběru lepidel byla zahrnuta lepidla poddajná (jednosložkový a dvousložkový polyuretan), lepidlo polotuhé (dvousložkové lepidlo na bázi akrylátu) i lepidla tuhá (UV-transparentní akrylátová lepidla). Lepidla poddajná a polotuhá byla aplikovaná v tloušťce vrstvy 3 a 4 mm, transparentní UV-lepidla byla aplikovaná v tloušťce vrstvy 1 mm. Všechna lepidla byla při výrobě zkušebních těles aplikována profesionálně v laboratoři firmy Sika CZ v Brně, UV-lepidla v laboratoři firmy TGK ve Skalici u České Lípy. Pro výrobu všech zkušebních těles byly použity certifikované technologie pro přípravu povrchů, aplikaci lepidla i vytvrzení UV-lepidel pomocí UV-lampy. Zkoušky vzorků sklo – ocel, nerez a hliník byly provedeny dle schématu na obr. 4 v Kloknerově ústavu ČVUT Praha, zkoušky vzorků sklo-sklo a sklo-dřevo byly provedeny dle schématu na obr. 5. Výsledky zkoušek lepeného spoje na malých tělesech jsou shrnuty v grafech na obr. 8, 9, 10 a 11. V grafech na obr. 8, 9 a 10 je porovnáno chování lepených spojů s použitím různých adherendů (sklo – ocel, sklo – nerezová ocel, sklo – hliník a pískované sklo – ocel) včetně různé tloušťky vrstvy lepidla (3 a 4 mm). Graf na obr. 11 znázorňuje chování lepeného spoje při použití hladkého povrchu skla a pískovaného povrchu skla pro transparentní UV-lepidla. Všechny vzorky spoje s jedno-komponentním polyuretanovým lepidlem SikaFlex 265 + Booster dosahovaly průměrné hodnoty pevnosti 4 MPa s poměrným přetvořením při porušení průměrně 300 %. Vzorky spoje s dvou-komponentním polyuretanovým lepidlem SikaForce 7550 dosahovaly průměrné pevnosti 4,5 MPa s poměrným přetvořením při porušení cca 200 %. Většina vzorků obou polyuretanových lepidel byla porušena kohezním způsobem, tj. byla vyčerpána kohezní pevnost lepidla ve spoji, viz foto porušeného vzorku na obr. 1. Pískování povrchu skla nemělo žádný podstatný vliv na únosnost spoje, protože adhezní pevnost lepidla byla i v případě hladkého povrchu skla vyšší než jeho kohezní pevnost. Zkušební tělesa s dvou-komponentním akrylátovým lepidlem dosahovala průměrné pevnosti 6 MPa při poměrném přetvoření při porušení 100 – 150 %. Počátek porušení spoje byl pozorován převážně postupnou ztrátou adheze na rozhraní sklo – lepidlo, nicméně celkový kolaps spoje ve většině případů nastal až po překročení vnitřní soudržnosti lepidla v místech, kde ještě nenastala ztráta adheze. Tento typ porušení lze klasifikovat jako kombinovaný adhezně – kohezní způsob a byl pozorován pouze u zkušebních těles, která měla kontaktní plochu skla hladkou, očištěnou, odmaštěnou a s nátěrem aktivátoru doporučovaným výrobcem lepidla. Vzorky, které měly kontaktní plochu navíc zdrsněnou

- 71 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 pískováním, dosahovaly únosnosti o cca 20% vyšší a k porušení docházelo pouze překročením vnitřní soudržnosti lepidla (částečně adhezní porušení nebylo vůbec pozorováno). Proto lze konstatovat, že v případě použití tohoto lepidla, pískování povrchu skla zvyšuje adhezi lepidla a tím lze dosáhnout příznivějších hodnot únosnosti celého spoje.

exchangeable middle part with glued glass specimens adhesive layer float glass

polyamide setting blocks

Obr. 4: Zkušební sestava pro zatěžování lepeného spoje sklo - kov smykem Fig. 4: Setup of the small-scale shear connection tests for metal to glass connection vrstva lepidla / adhesive layer plavené sklo / float glass

Obr. 5: Zkušební sestava pro zatěžování lepeného spoje sklo - sklo, event. sklo - dřevo, smykem Fig.5: Setup of the small-scale shear connection tests for glass to glass or glass to timber connection

Zkušební tělesa složená ze skla a dřeva, byla také lepena výše zmíněnými třemi typy lepidel. U těchto vzorků se ale kolaps neobjevil vlivem ztráty soudržnosti či adheze lepidla, ale porušením části vzorku ze dřeva překročením jeho smykové pevnosti. Zkušební tělesa s transparentními UV-lepidly (spoje sklo – sklo a pískované sklo – pískované sklo) dosahovala únosností kolem 10 – 15 MPa s poměrným přetvořením při porušení cca 50 – 100 %. Pískování nemá žádný podstatný vliv na únosnost tohoto typu lepeného spoje, protože převážně docházelo k porušení skla překročením jeho pevnosti ve smyku současně s kohezním porušením ve vrstvě lepidla.

- 72 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 SikaForce 7550 S235+sklo, 3 mm S235+glass,3mm

S235+pískované sklo, 3mm S235+sandblasted glass, 3mm Al+sklo, 3mm Al+glass, 3mm

nerez+sklo, 3 mm stainless steel+glass, 3mm S235+sklo, 4 mm S235+glass, 4mm

poměrné přetvoření / strain [-]

smykové napětí / shear stress [MPa]

smykové napětí / shear stress [MPa]

SikaFlex 265+ Booster

Al+sklo, 3mm Al+glass, 3mm nerez+sklo, 3 mm stainless steel+glass, 3mm S235+sklo, 4 mm S235+glass, 4mm S235+sklo, 3 mm S235+glass, 3mm S235+pískované sklo, 3mm S235+sandblasted glass, 3mm

poměrné přetvoření / strain [-]

Obr. 6: Pracovní diagram 1-komponentního Obr. 7: Pracovní diagram polyuretanového lepidla 2-komponentního polyuretanového lepidla Fig. 6: Load – displacement diagram for 1-component polyurethane adhesive

Fig. 7. Load – displacement diagram for 2-component polyurethane adhesive transparentní UV - lepidla

S235+pískované sklo, 3mm S235+sandblasted glass, 3mm nerez+sklo, 3 mm stainless steel+glass, 3mm nerez+sklo, 4 mm stainless steel+glass, 4mm

ocel+sklo, 3 mm S235+glass, 3mm

Al+sklo, 3 mm Al+glass, 3mm

S235+sklo, 4 mm S235+glass, 4mm

smykové napětí / shear stress [MPa]

smykové napětí / shear stress [MPa]

SikaFast 5211

RiteLok UV50; pískované sklo RiteLok UV50; sandblasted glass RiteLok UV50; sklo+sklo RiteLok UV50; glass+glass Conloc 685; pískované sklo Conloc 685; sandblasted glass Conloc 685; sklo+sklo Conloc 685; glass+glass poměrné přetvoření / strain [-]

poměrné přetvoření / strain [-]

Obr. 8: Pracovní diagram Obr. 9: Pracovní diagram transparentních 2-komponentního akrylátového lepidla UV-lepidel Fig. 8: Load – displacement diagram for 2-component acrylic adhesive

Fig. 9: Load – displacement diagram for transparent UV curing adhesives

PŘIPRAVOVANÉ EXPERIMENTY

Druhá část experimentů je zaměřena na životnost lepeného spoje, vliv UV-záření, vlhkosti a změn teploty. Druhá série zkušebních těles byla připravena pro stejné druhy lepidel i spojovaných materiálů jako zkušební tělesa první série. V současnosti probíhá vystavení zkušebních těles laboratornímu stárnutí. Vzhledem k tomu, že pro lepené spoje neexistuje žádný standardizovaný předpis, jak vystavit spoj umělému stárnutí tak, aby zahrnoval účinek jak vlhkosti, vysokých teplot, mrazu i UV-záření, byl zatěžovací cyklus převzat z ČSN 67 3090 "Stanovení odolnosti nátěrů na kovovém povrchu v atmosférických podmínkách", [3]. Typický cyklus, znázorněný na obr. 10, zahrnuje 8-mi hodinové vystavení vzorků střídavému působení UV-záření a sprchy demineralizovanou vodou po 20-ti minutovém intervalu a teplotě 20°C (tj. podmínek ve weterometru) a následné 16-ti hodinové vystavení mrazu -20°C nebo suchého tepla +80°C. Tato 24-hodinová část cyklu se 4x opakuje a je zakončena 64 hodinovým kondicionováním (tj. působení teploty (20±2)°C a relativní vlhkosti vzduchu (60±5)%). Celý cyklus se 9x opakuje a simuluje podmínky cca 5 let v exteriéru. Po ukončení urychleného stárnutí bude zdokumentován stav spoje na úrovni viditelnosti lidského oka (např. vznik trhlin na povrchu lepidla, změna zabarvení lepidla apod.) a zkušební tělesa budou vystavena zatěžování smykem. Jejich chování pod rostoucím zatížením a hodnota smykové únosnosti bude porovnána s výsledky experimentů z první etapy.

- 73 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 teplota / temperature[°C]

kondicionování po dobu 64 hod. (teplota (20±2) °C a rel. vlhkost (60±5)%) conditioning for 64 hours (temperature (20±2) °C and rel. humidity (60±5)%)

čas / time [hod / hour]

Legenda:

vzorky ve weterometru specimens in weterometer vzorky vystaveny konst. teplotě bez působení zvýšené vlhkosti a UV-záření specimens in constant temperature and without increased humidity or UV-radiation effect

Obr. 10: Cyklus umělého stárnutí Fig. 10: Artificial ageing cycle ZÁVĚR

Experimentálně zjištěná data o chování vrstvy lepidla (různých druhů lepidel) pod rostoucím zatížením, včetně vlivu adheze lepidla k různým materiálům, tloušťky vrstvy lepidla a vlivu vystavení spoje okolnímu prostředí, budou následně použita jako vstupní hodnoty pro vytvoření numerického modelu spoje pro lepidlo v konkrétním spoji. Následné zobecnění výsledků experimentů i numerických studií povede k ohodnocení vlivu adheze lepidla k různým materiálům, tloušťky vrstvy lepidla a vlivu vystavení spoje okolnímu prostředí pro zjednodušené návrhové metody lepeného spoje namáhaného smykem. Zkušební sestava pro zatěžování lepeného spoje sklo - kov smykem byla tento rok podána jako Funkční vzorek. Dokončení disertace se plánuje na konec roku 2012. OZNÁMENÍ

Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem GAČR 103-08-

H066. LITERATURA

[1] Weller B., Tasche S., Vogt I.: Bonded Joints of Adhesives with Higher Strength, International Conference on Building Envelope Systems & Technology, Bath, 2007, pp 185-195 [2] Huveners E. M. P., van Herwijnen F.: Mechanical shear properties of adhesives, Glass performance days, Tampere, 2007, pp 367 – 370 [3] ČSN 67 3090, Nátěrové hmoty, Stanovení odolnosti nátěrů na kovovém povrchu v atmosférických podmínkách, ČSNI, 1991

- 74 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 PŘEDEPNUTÉ PRUTY Z NEREZOVÝCH OCELÍ PRESTRESSED STAINLESS STEEL MEMBERS Kateřina Servítová Abstract Architects always tend to suppress the visibility of supporting structures and to open the space. This tendency is perfectly fulfilled by utilising subtle structural elements such as very slender prestressed stayed columns. The continuous search for large span light structural systems has been one of the major challenges for structural designers. The paper describes experimental and theoretical investigation of extremely slender compression elements in the form of stayed columns made of austenitic stainless steel.

Key words: Stainless steel structures, Prestressed structures, Prestressed stainless steel columns, Prestressed stainless steel beams, Experimental analysis ÚVOD

Předepnuté pruty jsou konstrukční prvky, které jsou vyztuženy předepnutými lany nebo tyčemi. Aby se zvýšila jejich únosnost v tlaku, jsou lana nebo tyče uspořádány tak, aby došlo ke zkrácení vzpěrných délek a tím pádem ke zvýšení únosnosti v tlaku. Použití nerezové oceli je velmi výhodné pro bezúdržbové a vizuálně exponované konstrukce. Další výhodou použití předepnutých nerezových prvků je snazší přeprava prvků a zhotovení stavby díky nižší hmotnosti konstrukce. To vše snižuje konečné náklady na výstavbu. Pruty vzpínadlového charakteru a předepnuté vysokopevnostními tyčemi nebo lany jsou moderním typem předepnutých konstrukcí. Předpínací prvky mohou být obecně umístěny uvnitř (obr. 1a) nebo vně konstrukce (obr. 1b,c). Předepnuté vzpínadlové pruty mohou mít jeden nebo více křížů se třemi nebo více rameny umístěnými kolmo k ose centrálního prutu.

a

b

c

Obr. 1: Tlačené pruty: a - s centrickým táhlem, b - s excentrickými táhly, c - s táhly ve tvaru vzpínadla Fig. 1: Compression members: a - with centric tie, b - with eccentric ties, c - with ties forming a stayed column PŘEDCHOZÍ VÝZKUM

V Brazílii byly provedeny zkoušky 12 m dlouhého prutu z uhlíkaté oceli. Zkoušený prut měl uprostřed výšky umístěn čtyřramenný kříž s vyložením 0,6 m (obr. 2). Jako táhel bylo použito lan o průměru 6,35 mm. Mez pevnosti použité oceli prutu byla 380 MPa a 750 MPa u drátů lan. Experimentálně určená únosnost v tlaku samotného prutu bez kříže s lany byla 10 kN, po přidání kříže s lany bez

- 75 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 předpětí se zvýšila na 20 kN a při použití předpětí o celkové velikosti 7,12 kN byla únosnost 25 kN (test musel být předčasně ukončen) [1, 2].

Obr. 2: Nákres a rozměry ocelového sloupu [1, 2] Fig.2: Steel column’s layout and dimensions [1, 2] ÚVODNÍ ANALÝZY A NÁVRH EXPERIMENTU

V rámci disertační práce byly na FSv ČVUT provedeny zkoušky tří tlačených předpjatých nerezových prutů, jejichž výška byla omezena možnostmi laboratoře. Navrženy byly pruty s délkou 5 m a jedním čtyřramenným křížem uprostřed rozpětí. Pro návrh vzorků byla provedena studie významu hlavních parametrů. Prosté a vzpěrné únosnosti byly vypočteny podle ČSN EN 1993-1-4 [3] jako charakteristické hodnoty, kritické hodnoty pomocí softwaru SCIA ENGENIER 2009 ve 3D bez předpětí (tab.1, 2). Byly vyšetřovány případy s různým vyložením kříže. Největší únosnost byla vypočtena pro vyložení prutů kříže 0,5 m (tab. 1). Pro experiment však byla velikost vyložení zmenšena na 0,25 m z důvodu očekávané praktické využitelnosti konstrukce (široké vyložení není vhodné z dopravních ani estetických důvodů a víceméně ani z důvodů statických).

Tab.1: Únosnost a kritické zatížení v závislosti na velikosti kříže Table 1: Resistance and critical load depending on cross size velikost kříže [mm]

kritické zatížení SCIA ENGINEER [kN]

bez kříže

6,9

125

13,2

250

29,1

500

36,2

1000

33,0

2000

30,6

kritické zatížení - 1 půlvlna [kN]

kritické zatížení - 2 půlvlny [kN]

6,87

27,48

Únosnost prutu samozřejmě stoupá s rostoucím průměrem hlavního prutu (tab. 2). Pro zkoušení byla použita trubka o průměru 50 mm, která má štíhlost L/r přibližně 300.

Tab.2: Kritické zatížení v závislosti na průměru hlavního prutu Table 2: Critical load depending on diameter principal member průměr / tloušťka hlavního prutu [mm]

únosnost v prostém tlaku [kN]

kritické zatížení - vzpěrná únosnost kritické zatížení - vzpěrná únosnost prut bez kříže - prut bez kříže prut s křížem - prut s křížem [kN] [kN] 250 mm [kN] 250 mm [kN]

20 / 2

26,01

0,37

0,33

3,60

30 / 2

40,46

1,37

1,20

11,10

7,18

40 / 2

54,92

3,41

2,91

22,80

13,13

50 / 2

69,37 83,82

6,87

5,69

29,10

16,67

60 / 2

12,11

9,76

35,10

20,09

70 / 2

98,27

19,52

15,26

42,75

24,13

80 / 2

112,72

29,45

22,31

52,95

29,03

90 / 2

127,17

42,28

30,99

66,00

34,73

100 / 2

141,62

58,39

41,29

82,35

41,18

- 76 -

2,61

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 PRUT PRO EXPERIMENT

Zkoušený prut (obr. 3) měl délku 5 m a byl vyroben z nerezové oceli 1.4301. Hlavní prut byl z trubky o průměru 50 mm a tloušťce stěny 2 mm, ramena kříže s vyložením 0,25 m byla vyrobena z trubky o průměru 25 mm a tloušťce stěny 1,5 mm. Jako táhla byla použita jednopramenná vinutá lana Macalloy. Prut byl zkoušen ve svislé poloze a při zkoušce podepřen v podporách kloubově ve všech směrech.

Obr. 3: Uspořádání a rozměry zkoušeného prutu Fig. 3: Investigated columns layout and dimensions METODY MĚŘENÍ

Pro zjištění deformací v průběhu zatěžování bylo použito tří metod pro kontrolu přesnosti výsledků: relativní odporové snímače, zaměření totální stanicí a 3D skenování. Relativní odporové snímače byli upevněné na zkušebním rámu (obr. 4). Snímače byly osazeny ve dvou na sebe kolmých směrech (pro určení prostorové výchylky). Na konstrukci byla měřena deformace v 7 bodech po délce prutu.

Obr. 4: Upevnění potenciometrů k prutu (vlevo) a ke zkušebnímu rámu (vpravo) Fig. 4: Fixing the potentiometers to the column (left) and to the test frame (right)

Pro zajištění rovnoměrnosti a správné velikosti předpětí v lanech byly na napínácích lan a na konci prutu (pouze u prvního zkoušeného vzorku) osazeny tenzometry, které byly předem kalibrovány pro odčítání tahové síly. 3D skenování bylo použito pro měření počáteční deformace prutu i pro měření deformací v průběhu zkoušky. Pro skenování byly vzorky předem opatřeny bílým matným nástřikem, aby nedocházelo ke zkreslení měření vlivem lesku povrchu. Pro měření byl použit skenovací systém Leica HDS3000. Přístroj byl postaven v bezpečné vzdálenosti a měření probíhalo z jednoho stanoviska. Měřené body byly v pravoúhlé síti ve vzdálenosti asi 2 mm (obr. 5). Jedno měření trvalo asi 3 minuty a probíhalo po každém zatěžovacím kroku. Před započetím první zkoušky byl změřen počáteční tvar prutu prostorovým protínáním vpřed pomocí totální stanice. Po ověření přesnosti 3D skenování na prvním vzorku bylo rozhodnuto ostatní vzorky nezaměřovat pomocí totální stanice.

- 77 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011

Obr. 5: Síť bodů 3D skenování – pohled na upevnění potenciometru (vlevo) geometrická aproximace osy prutu Fig. 5: 3D scanning measured network - the fastening of potentiometers (left), geometric approximation of column axis (right) PRŮBĚH EXPERIMENTU

Vyrobeny byly 3 vzorky. Jeden ze vzorků byl zatěžován nejprve bez předpínacích lan a zatěžování bylo ukončeno při větším nárůstu zatížení, aby mohl být prut po předepnutí použit k dalšímu zatěžování. Ostatní zkoušky byly provedeny až do kolapsu. Zatěžování proběhlo v zatěžovacích stupních po 2,5 kN (předepnuté pruty), popř. 1,25 kN (nepředepnutý prut). Po každém přitížení bylo provedeno odlehčení na 0 kN. V průběhu zatěžování (obr. 6) došlo nejprve k uvolnění lan na straně opačné ke směru vybočení, poté postupně deformace narůstala až do doby, kdy deformace rostla bez dalšího přitěžování. Na závěr byla konstrukce odtížena.

0 kN

15 kN

0 kN

13,25 po 16,25 kN

Obr. 6: Průběh 3. experimentu Fig. 6: Progress of experiment No. 3

- 78 -

0 kN

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 VÝSLEDKY EXPERIMENTŮ

Maximální dosažená únosnost prutu bez lan byla 7,04 kN a únosnost předepnutých prutů byla 17,75 kN, 14,93 kN a 16,23 kN (obr. 7). U druhého prutu byla únosnost snížena vlivem větší počáteční deformace (naklonění prutu). Pouze u posledního prutu se podařilo zachytit sestupnou část zatěžovací křivky. Výsledky lze porovnat s teoretickými hodnotami kritického zatížení, které pro vybočení v jedné půlvlně činí 6,87 kN a pro dvě půlvlny 27,48 kN.

Obr. 7: Závislost maximální celkové deformace prutu na vnějším zatížení Fig. 7: Maximal load - external deflection relationship

Prut vybočil podle předpokladu v „nejměkčím“ směru, tj. mezi osami kříže (obr. 8). Na vodorovné ose je vyznačen průhyb ve středu rozpětí (s křížem) v mm.

Obr. 8: Maximální celková deformace prutu Fig. 8: Maximum deflection of the column

Před zahájením zkoušek byla lana předepnuta tak, aby byla co nejvíce zmenšena amplituda počátečního průhybu a prut byl víceméně přímý. Předpínací síly a amplituda průhybu byly měřeny a

- 79 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 budou použity jako vstupní data pro následné numerické analýzy. Z rozdělení tahových sil v jednotlivých lanech (obr. 9) je patrný směr vybočení prutu (prut vybočil ve směru nejvíce tažených lan).

Obr. 9: Závislost tahové síly v lanech na vnějším zatížení - vzorek 1 - 3 Fig. 9: Maximal load – tensile forces in cables relationship – sample 1 - 3 ZÁVĚR

Článek popisuje experimentální a teoretické zkoumání extrémně štíhlých tlačených prutů vyrobených z austenitické nerezové oceli. Zkoušené pruty byly sestaveny z centrální trubky dlouhé 5 m, čtyř příčných trubek umístěných do kříže uprostřed délky prutu a v případě vzpínadlového systému čtyř předepnutých lan. Zkoušky byly provedeny v Experimentálním centru FSv ČVUT. Provedené zkoušky prokázaly velké zvýšení únosnosti v tlaku v porovnání s prutem bez předpínacích lan. Numerická a parametrická studie předepnutých prutů z nerezové oceli se připravuje. Odevzdání disertační práce se plánuje na podzim 2012. Hodnotným výstupem výzkumu bude užitný vzor a publikace v recenzovaném časopise. OZNÁMENÍ

Tento výzkum je podpořen výzkumným grantem GAČR 103-08-H066. LITERATURA

[1] Araujo R.R., Andrade S. A. L., Vellasco P. C. G., Silva J. G. S. a Lima L. R. O.: Structural response of prestressed stayed steel columns, Stability and ductility of steel structures, Lisbon, 2006, s. 241-248 [2] Araujo R.R., Andrade S. A. L., Vellasco P. C. G., Silva J. G. S. a Lima L. R. O.: Experimental and numerical assessment of stayed steel columns, Journal of Constructional Steel Research 64, 2008, s. 1020–1029 [3] ČSN EN 1993-1-4: Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí - Část 1-4: Obecná pravidla Doplňující pravidla pro korozivzdorné oceli, ČNI, Praha, 2008

- 80 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 ČÁSTEČNĚ OBETONOVANÉ PROFILY S POUŽITÍM TRNŮ MALÝCH PRŮMĚRŮ PARTIALLY ENCASED COMPOSITE MEMBERS USING SMALL DIAMETER SHEAR STUDS Thi Huong Giang Nguyen Abstract The paper summarizes of results of push-out tests having shear headed studs with 10 and 13 mm diameters and various qualities of concrete part. Also describes numerical investigation of a composite partially encased member under combined bending and axial force. Behaviour of the member with analysis of longitudinal shear between steel profile and encased concrete is investigated.

Key words: push-out test, small studs, composite partially encased member, longitudinal shear. SOUHRN VÝSLEDKŮ

Na základě 12 protlačovacích vzorků se spřahovacími trny průměru 10 a 13 mm specifikace SD (DIN 32500), běžně dostupných na trhu ČR, byla stanovena jejich konzervativní charakteristická únosnost PRk (pro trny Ø 10 mm PRk=29,6 kN, a pro trny Ø 13 mm PRk=37,5 kN) a tuhosti spřažení vhodné pro návrh konstrukcí. Na základě experimentů bylo doporučeno považovat trny obou průměrů za tažné [1]. Návrh spřažení lze potom provádět s předpokladem plastického rozdělení smykové síly ve spřažení, jsou-li splněny další podmínky podle Eurokódu 4 [2]. Následné numerické analýzy se týkají nosníku se zabetonovanou stojinou, uprostřed jejíž výšky jsou pro spřažení umístěny trny těchto malých průměrů. Podle Eurokódu 4 se návrhový moment únosnosti analyzuje za předpokladu tuhoplastické teorie, tzn. plasticky moment únosnosti průřezu vychází z předpokladu plného smykového spojení. Neutrální osa prochází obetonováním i ocelovým profilem [3]. Prováděné studie zahrnují ohýbané i kombinovaně ohýbané a tlačené průřezy. K vytvoření nelineárního numerického modelu vyšetřovaných spřažených nosníků byl použit počítačový programový balík Ansys, kde byly zavedeny charakteristiky vyšetřených trnů, popř. účinky tření mezi ocelí a betonem. V současné době je zpracováván MKP model uvedeného spřaženého nosníku. ZÁVĚR

Cíl disertační práce je zaměřen na rozšíření současných možností navrhování spřažených konstrukcí podle Eurokódu 4 [2], který omezuje průměr spřahovacích trnů na 16-25 mm, o spřažení trny průměrů 10-13 mm. Dalším cílem je vyšetření aplikace těchto trnů na vybrané konstrukční prvky (zejména širokopřírubové profily se zabetonovanou stojinou), jejich numerická nelineární analýza a vypracování doporučení pro praktický návrh. Výsledky bude součástí disertační práce. OZNÁMENÍ

Tento výzkum byl podpořen výzkumným grantem GAČR 103-08-H066. LITERATURA

[1] Nguyen T.H.G.: Experimenty s trny malých průměrů. Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí, ČVUT Praha, 2009, p. 14-17 [2] ČSN EN 1994-1-1 Navrhování spřažených ocelobetonových konstrukcí, Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby. ČNI 2006 [3] Oehlers, D.J., Bradford, M.A.: Composite steel and concrete structural members: Fundamental behaviour. Pergamon Press, Oxford. ISBN 0 08 041919 4, 1995

- 81 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 DLOUHÝ ŠROUBOVANÝ SPOJ PRVKŮ Z VYSOKOPEVNOSTNÍCH OCELÍ LONG BOLTED JOINT OF HIGH STRENGTH STEEL MEMBERS Václav Hatlman Abstract Behavior of long bolted joints of high strength steel members is described in this paper. High strength steel belongs to the group of progressive materials nowadays. Not its excellent mechanical properties only, but low costs of welding, transportation, assembly etc. as well make this material advanced for near future. Knowledge of its behavior in structures is an essential condition for its use in civil engineering.

Key words: high strength steel, bolt, joint, long bolted joint, force distribution OBSAH DISERTAČNÍ PRÁCE

Disertační práce se zabývá vlivem materiálových vlastností na rozdělení sil na jednotlivé šrouby ve dlouhém spoji. Za dlouhý spoj je považován spoj s alespoň 6 spojovacími prvky v řadě za sebou. V disertační práci byl pro experimentální část vybrán dlouhý spoj, který obsahuje 10 nepředepnutých šroubů M12 z materiálu 10.9. Plechy jsou vyrobeny z oceli S960. Byly provedeny zkoušky 7 vzorků z toho 1 kalibrační a 6 navazujících.

Obr. 1: Numerický model dlouhého šroubovaného spoje Fig. 1: Numerical model of long bolted joint

Následně byla provedena numerická analýza, jejíž výsledky byly porovnány se zkouškami. Byly vytvořeny numerické modely s imperfekcemi, které vycházely z naměřených rozměrů a poté modely s imperfekcemi dle normy pro výrobu ocelových konstrukcí. AKTUÁLNÍ STAV DISERTAČNÍ PRÁCE A PŘEDPOKLÁDANÝ TERMÍN ODEVZDÁNÍ

V současné době jsou zpracovávány další numerické modely, které budou sloužit jako podklad pro studii zobecňující výše uvedené výsledky. Termín odevzdání disertační práce je předpokládán v druhé polovině roku 2011.

- 82 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 PŘÍPOJ S KRÁTKOU ČELNÍ DESKOU SE ZVÝŠENOU POŽÁRNÍ ODOLNOSTÍ HEADER PLATE CONNECTION WITH IMPROVED FIRE RESISTANCE Jiří Chlouba Abstract This paper summarizes the preparation of work on header plate connection with improved fire resistance. Within the scope of this work four experiments were performed; one in room temperature to determine the mechanical behaviour, other at elevated temperatures to study heat transfer and temperature development in the connection. Experiments are supplemented by numerical modelling.

Key words: fire design, connections, fire test, temperature, fire resistance, heat transfer EXPERIMENTY

Cílem disertační práce je návrh přípoje s čelní deskou se zvýšenou požární odolností. K dosažení tohoto cíle jsou použita data z vlastních zkoušek provedených v laboratoři a z požárního experimentu na skutečném objektu v Mokrsku. K rozšíření souboru dat slouží numerická modelace styčníku. V rámci práce provedl autor tři vlastní experimenty a jeden další experiment byl součástí rozsáhlé požární zkoušky na experimentální budově v Mokrsku [1]. Jeden autorův experiment byl proveden za běžné teploty v laboratoři ÚTAM v Praze. Účelem tohoto experimentu bylo zjistit mechanické chování nově navrženého přípoje za běžné teploty. Specifikem tohoto přípoje je zapuštění horní části čelní desky do betonové desky, čímž je zabráněno přímému kontaktu případného požáru s horní řadou šroubů. Další dva experimenty byly provedeny za zvýšené teploty v laboratoři PAVUS ve Veselí nad Lužnicí. Při těchto experimentech byl zkoušeným prvkem ocelobetonový nosník na rozpětí 3,0 m, který byl k podpůrné konstrukci připevněn pomocí nově navrženého přípoje s čelní deskou. Konfigurace přípoje se v jednom případě přesně shodovala s experimentem za běžné teploty, v druhém případě byla čelní deska přípoje navíc opatřena smykovou výztuhou. Účelem těchto zkoušek bylo zjištění přestupu tepla a rozvoj teploty v přípojích a mechanické chování přípojů za zvýšené teploty. Na experimentální část navazuje numerické modelování. Pro modelování přestupu tepla do konstrukce byl využit program SAFIR. Byl vytvořen trojrozměrný model přípoje, který po kalibraci na základě výsledků experimentů sloužil pro ověření analytického modelu rozvoje tepla v obetonované části přípoje. ZÁVĚR

Disertační práce je těsně před dokončením. Probíhá kontrola textu a grafická úprava. Předložení práce k obhajobě je plánováno v průběhu června 2011. Hodnotnými výstupy z této práce jsou dva užitné vzory a tři články v impaktovaných časopisech. OZNÁMENÍ

Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen z projektu OC190 - Požárně odolný styčník, projektem MŠMT č. 1M0579 - výzkumné centrum CIDEAS, z interního grantu ČVUT č. CTU0701711 a také Nadací Františka Faltuse. LITERATURA

[1] Wald F., Chlouba J., Uhlíř A., Kallerová P.: Temperatures During Fire Tests on Structure and its Prediction According to Eurocodes, Fire Safety Journal, Issue 1/2009, p. 135-146, ISSN 0379-7112

- 83 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 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. V současnosti je zpracována písemná část ke státní doktorské zkoušce, obsahující také úvod do experimentální části a základní příklad části teoretické. 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. EXPERIMENTY

Experimenty související s tématem disertační práce lze zařadit do dvou hlavních skupin. První se týká využití procesu měření vnitřních sil u tažených prvků konstrukcí v průběhu realizace rozdílnými měřícími metodami u jednotlivých prvků, druhá se týká srovnávacích laboratorních měření shodného prvku více metodami. V první skupině se jedná zejména o měření tahové síly v předpínaných táhlech pomocí tenzometrů a dále frekvenční metodou s event. kontrolou pomocí hydraulického zařízení. Tak bylo provedeno měření tahové síly šikmých táhel svislého zavětrování haly terminálu M. R. Štefánika v Bratislavě. Z naměřených dat byly vyhodnoceny následující závěry a doporučení: pro frekvenční měření obdobných prvků jako při experimentu je vhodné vyhodnocení z druhé a vyšších vlastních frekvencí a zprůměrování výsledků, v oblasti lineárního chování tuhosti lze zanedbat útlum samotného prvku, tenzometricky stanovené velikosti tahové síly odpovídá s velmi dobrou přesností síla vypočtená z frekvenční analýzy pomocí vztahů pro prut s oboustranně vetknutými konci. Do druhé skupiny patří laboratorní experiment měření tahové síly lana. Měření bylo provedeno následujícími způsoby: a) certifikovaným digitálním dynamometrem pro stanovení směrné hodnoty síly, b) tenzometricky na vloženém ocelovém prvku, c) měřícím zařízením pro lanové prvky PIAB RTM, d) pomocí měření vlastních frekvencí akcelerometry. Po vyhodnocení naměřených výsledků lze v porovnání se směrnou hodnotou síly konstatovat: při měření tenzometry se vypočtená síla výrazně liší od směrné pro velmi nízké hodnoty tahové síly (cca do 3% únosnosti prvku), pro vyšší hodnoty je rozdíl konstantní, měření pomůckou PIAB je pro vyšší hodnoty tahové síly (cca od 5% únosnosti prvku) velmi přesné, průměrná odchylka od směrné hodnoty síly vyšla 3,1%, síla vypočtená z naměřené frekvenční analýzy dle strunové teorie má pro celý rozsah zkušebního zatížení vrůstající odchylku. Síla vypočtená pouze z první vlastní frekvence přibližně odpovídá směrné hodnotě síly pro tuze podepřený prvek, pro jednostranně pružně podepřený prvek dosahuje odchylka značných hodnot. Síla vypočtená jako průměr z prvních pěti vlastních frekvencí je u obou případů podepření prvku významně zpřesněna. ZÁVĚR

Výstupy teoretické a experimentální části byly prezentovány na celostátní konferenci Ocelové konstrukce a mosty 2009 a publikovány ve sborníku konference. Další příspěvky byly publikovány v odborných časopisech Stavebnictví a Konstrukce. Poznatky jsou autorem a spolupracovníky aplikovány při návrhu a realizaci konstrukcí v praxi. Dokončení disertace je plánováno v druhé polovině roku 2012.

- 84 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 POLOTUHÉ STYČNÍKY KONSTRUKCÍ KROVŮ SEMI-RIGID JOINTS OF ROOF STRUCTURES Ondřej Jirka Abstract Bending stiffness in general sense plays an important role in computation of the global deformations and force distribution of roofing timber frames. Developments in CNC wood-working technology of timber members enable a revival of traditional timber connections without steel fasteners. This study is focused on deformation, failure processes and bending stiffness of rafter-tie beam.

Key words: bending stiffness, failure processes, rafter, tie beam, dovetail ÚVOD

Využití výpočetní techniky ve spojení se strojovým vybavením se rozvíjí dnes i u klasicky vázaných konstrukcí, tedy u konstrukcí s tesařskými spoji. Díky stále dokonalejším obráběcím strojů je možné vytvořit téměř jakýkoli spoj. Vzhledem k dokonalému provedení a přesnosti spojů lze použít jen minimum spojovacích prostředků, což vyhovuje architektonickému řešení a požárně bezpečnostním předpisům. Vzhledem k vysokým přesnostem ve zpracování pomocí moderních obráběcích strojů je možné vytvořit přesné spoje, u kterých se příznivě projeví rotační tuhost [1]. Takovýto přístup může vést k efektivnějším návrhům nových konstrukcí ale i u navrhovaných rekonstrukcí a oprav. Působení dřeva, jeho deformace a způsoby porušení ve spojích tohoto typu však nejsou dostatečně rozpracované a zřejmé. Proto byla provedena poměrně rozsáhlá experimentální analýza, která se tímto typem tesařských spojů zabývala a na kterou navazuje numerická a analytická studie.

Obr. 1: Ověření ohybové tuhosti a smykové únosnosti vybraných styčníků Fig. 1: Examination of bending and shear stiffness of some kinds of timber joints ZÁVĚR

Připravovaná disertační práce vychází z experimentů, jež byly provedeny prof. Drdáckým v Ústavu teoretické a aplikované mechaniky v Praze a též z experimentů na shodném typu styčníku strojově vyráběném na moderních obráběcích přístrojích. Cílem práce je analýza chování vybraných tesařských spojů a návrh zjednodušených výpočetních postupů s uvážením polotuhého chování styčníků. Je rozpracována analytická i numerická studie. Předložení disertace se předpokládá koncem roku 2012. LITERATURA

[1] Drdácký M., Wald F., Mareš J., Sokol Z.: Component Method for Historical Timber Joints, The Paramount Role of Joints into Reliable Response of Structures, NATO Science Series, Series II, Vol.4 (ed. C.C. Banitopoulos, F. Wald). Kluwer Academic Publishers, Dordrecht, 2000, str. 417-425

- 85 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 POŽÁRNÍ ODOLNOST ŠROUBOVÉHO PŘÍPOJE TRAPÉZOVÝCH PLECHŮ VYSTAVENÝCH POŽÁRU FIRE RESISTANCE OF SCREWED CONNECTION OF THIN WALLED SHEETS SUBJECTED TO FIRE SITUATION Petra Kallerová Abstract The initial phase of heating of the trapezoidal sheet connected to load-bearing structure by selfdrilling screws is very important. Before the sheet is exposed to the critical temperature the ovalshaped holes are able to reduce the accrued forces from the thermal expansion. Double sheet above the support prevents the pulling the head of the screw through the crack in the sheet.

Key words: fire resistance, connection, trapezoidal sheet, self-drilling screw, oval-shaped hole EXPERIMENTY

Cílem disertační práce je navrhnout opatření pro přípoje trapézových plechů vystavených požáru, která zajistí zvýšení požární odolnosti střešních plášťů s trapézovými plechy. U trapézových plechů připevněných k nosné konstrukci pomocí samovrtných šroubů je rozhodující počáteční fáze požáru, kdy na šrouby působí síly způsobené tepelnou roztažností plechu. Požární odolnost konstrukce závisí na únosnosti přípojů v podporách a na schopnosti podporující konstrukce přenášet tyto síly. Pokud dojde k porušení přípoje, trapézový plech je schopen dále přenášet působící zatížení už jen díky momentové únosnosti. S rostoucí teplotou momentová únosnost plechu klesá a může tak dojít ke kolapsu konstrukce. Pokud nedojde k porušení šroubového přípoje v počáteční fázi požáru, na přenosu zatížení se podílí velkou měrou vláknové působení. Požární odolnost konstrukce je proto možné zvýšit oválnými otvory v plechu nebo zdvojením plechu nad podporou. Oválné otvory umožní volný posun plechu od teplotní roztažnosti, tzn. že dojde k redukci velkých sil působících na přípoj. Vložením pruhu plechu po celé délce podpory se zabrání vyvlečení hlavy šroubu ze vzniklé trhliny v plechu [1], [2]. Na základě provedených zkoušek byly odvozeny hodnoty redukčních součinitelů únosnosti (kb,PK) a tuhosti (kT,PK) šroubových přípojů tenkých plechů a hodnoty redukčních součinitelů smluvní meze kluzu (kp,0,2,PK) za zvýšených teplot. Tyto hodnoty jsou potřebné pro předpověď síly působící na šroubový přípoj při požáru. Pokles meze kluzu trapézových plechů ovlivněných požárem (teplota 1100°C) po jejich vychladnutí na běžnou teplotu je 44%. ZÁVĚR

Disertační práce je těsně před dokončením. Předpokládaný termín odevzdání je konec července 2011. Hodnotnými výstupy práce jsou dva užitné vzory a článek publikovaný v recenzovaném časopisu. OZNÁMENÍ

Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl finančně podpořen MŠMT 1M0579 v rámci činnosti pro výzkumné centrum CIDEAS, Nadací Františka Faltuse, interním grantem CTU0702011 a grantem GAČR 103/08/H066. LITERATURA

[1] Sokol Z., Wald F., Kallerová P.: Design of Corrugated Sheets Exposed to Fire, Steel and Composite Structures, ISSN 1229-9367, p. 231-242, 2008 [2] Kallerová P., Sokol Z., Wald F.: Connections of Trapezoidal Sheets under Fire, Acta Polytechnica 49/1, ISSN 1210-2709, p. 82-86, 2009

- 86 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 POŽÁRNÍ ODOLNOST SPŘAŽENÉHO STROPU S OCELOBETONOVÝM NOSNÍKEM S VLNITOU STOJINOU A OCELOBETONOVÉ DESKY FIRE RESISTANCE OF COMPOSITE FLOOR WITH STEEL-CONCRETE BEAM WITH CORRUGATED WEB AND STEEL-CONCRETE SLAB Petr Kyzlík ÚVOD

V současnosti je připravena úvodní část disertační práce, která obsahuje přehled současného stavu problematiky. Shrnutí se zabývá teorií boulení štíhlé rovinné a vlnité stojiny, analytickým výpočetním modelem spřaženého ocelobetonového nosníku za běžné teploty i za zvýšené teploty při požáru a požární odolností betonového stropu v ohybovém a membránovém působení.. Hlavní myšlenkou je vyšetření požární odolnosti ocelobetonového stropu jako celku, včetně přechodu různých druhů působení v důsledku degradace únosnosti jednotlivých částí konstrukce vlivem zvýšené teploty při požáru. V práci je uvedena zjednodušená metoda SCI Práce byla podkladem pro písemnou část státní doktorské zkoušky, která byla složena 11. ledna 2011. Na základě připomínek a podnětů zkušební komise byly v rozpracované disertační práci připraveny následující změny: -rozšíření teoretické části o smykovém boulení rovinné a vlnité stojiny, -doplnění analytického výpočetního modelu o numerickou studii chování nosníku ve smyku. EXPERIMENTY

Základem experimentální části disertační práce jsou poznatky získané při požární zkoušce v Mokrsku, provedené 18. září 2008. Spřaženým ocelobetonovým nosníkům s vlnitou stojinou byla věnována čtvrtina experimentálního objektu o rozměrech 9 x 6 m. V této části byly umístěny dva nechráněné spřažené nosníky s vlnitou stojinou o rozpětí 9 m, jeden jako hlavní vyšetřovaný nosník (CS2), druhý pro porovnání naměřených údajů (CS3). Během řízeného požáru byly měřeny a zaznamenávány tyto údaje: -časový vývoj teploty plynů v okolí nosníku, -časový vývoj teploty dolní a horní pásnice a stojiny nosníku, teploty v betonové desce, -časový vývoj svislých a vodorovných deformací. Podkladem pro chování ocelové části nosníku je od výrobce získaná požární zkouška prostého nosníku s vlnitou stojinou, která se uskutečnila ve státní zkušebně v Linci. Na rozdíl od předešlého experimentu nešlo o spřažený nosník. Zkoušky velmi dobře na mírně zmenšeném modelu popisují smykové porušení nosníku působením zvýšených teplot. Uložení nosníku odpovídá klasické požární zkoušce v laboratoři a skutečné působení při jeho umístění v konstrukci bude třeba vyjasnit numericky. Po zpracování výsledků z experimentu v Mokrsku bylo provedeno jejich porovnání s analytickým modelem. Naměřené výsledky ukazují s výpočty dobrou shodu v předpovědi okamžiku kolapsu vlnité stojiny způsobeném smykem i kolapsu nosníku způsobeném ohybem. ZÁVĚR

Průběžné výsledky teoretické a experimentální části byly prezentovány na Československé konferenci Ocelové konstrukce a mosty 2009 v Brně. Dále byl publikován článek v časopise Konstrukce. Příspěvek o řešení problematiky byl na konferenci Eurosteel 2011 v Budapešti přijat k ústní prezentaci. Příspěvek do impaktovaného časopisu Fire Technology je rozpracován. Dokončení disertační práce se předpokládá koncem roku 2011.

- 87 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 HYBRIDNÍ NOSNÍKY ZE SKLA A OCELI HYBRID STEEL-GLASS BEAMS Michal Netušil Abstract New highly transparent hybrid beams composed from steel flanges and glass web assembled together by polymer adhesive were developed with respect to architectural, static-structural and fabrication criteria. During the last year, whole project and author’s PhD thesis graduated with 11 full-scale tests of hybrid beams with the span of 4 m, subjected to 4-point bending until damage of the glass web. 2 useful adhesives and 2 different details of connection came out from previous long-term research of adhesives and their behaviour in area connection. Results of all experimental and analytical studies were supported by FE analysis and design guide was formulated.

Key words: hybrid steel-glass beam, polymer adhesive, designing DISERTAČNÍ PRÁCE

Během uplynulého roku vyvrcholil víceletý výzkum autora v oblasti hybridních nosníků ze skla a oceli. Tyto nosníky se skládají ze skleněné stojiny, ocelových pásnic a lepeného spoje, který oběma prvkům zajišťuje polotuhé smykové spojení a vytváří tak kompozitní systém. Bylo provedeno celkem 11 experimentů nosníků o rozpětí 4 m, zatížených dvojicí sil až do porušení, viz obr.1. Pomocí výsledků předchozích dlouhodobých výzkumů lepidel a jejich chování v plošném spoji byla zvolena 2 lepidla, která splňovala všechna kriteria jejich užití jako klíčového prvku v hybridním nosníku. Pro spojení skleněné stojiny a ocelových pásnic byl zvolen přímý lepený spoj a také přípoj do pomocného U-profilu, kde skleněná stojina byla uložena na polyamidové lože a lepena po stranách panelu.

Obr. 1: Zkouška hybridního nosníku (vlevo: před experimentem, vpravo: po destrukci) Fig. 1: Experiment of hybrid beam (left: before testing, right: after damage)

V případě akrylátového lepidla a přípoje do U-profilu dosahovala maximální síla uprostřed rozpětí před porušením nosníku 140 kN. Výsledky experimentů posloužily také k vytvoření analytické metody výpočtu rozdělení napětí po průřezu hybridního nosníku. Známá Möhlerova metoda byla modifikována, aby zahrnovala také proměnnou smykovou tuhost lepeného spoje během zatěžování. Disertační práce autora je v konečné fázi rozpracovanosti, její náplní je čtyřletý výzkum autora v oblasti lepených spojů, jejich chování, rozdělení napjatosti a numerického modelování. Hlavním cílem jsou potom vlastní hybridní nosníky a metoda popisu jejich chování, bezpečného a ekonomického návrhu na účinky krátkodobého zatížení. Termín odevzdání práce je stanoven na červen 2011. Práce vznikla za podpory projektu RFSR-CT-2007-00036 INNOGLAST a byla podpořena také z prostředků Nadace Františka Faltuse. Hybridní nosníky s oběma typy zkoušených přípojů stojiny a pásnice byly Úřadem průmyslového vlastnictví České republiky v roce 2011 zapsány jako užitné vzory.

- 88 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 DŘEVĚNÉ PROSTOROVÉ KONSTRUKCE TIMBER SPACE STRUCTURES Jiří Skopalík Abstract The project is focused on research of glue laminated timber dome structures, especially using the very simple joints. The construction of investigated timber dome is composed from two layers. The single beams are made from the glue lam timber in dimensions of 60 by 60 mm. The square profile is composed from the six pine lamellas. Single layers are against each other’s turned about 90 degrees. Intersections of the beams are joined by special joints and form such rigidity grid.

Key words: space structures, dome, timber, lamella, joint ÚVOD

Prostorové konstrukce působí v celém prostoru jako jednolitý celek [1], ve kterém se na únosnosti celé konstrukce podílejí všechny prvky a též jednotlivé spoje. Proto se připravovaná disertační práce zaměřuje na analýzu působení tohoto typu spojení jednotlivých prvků dřevěných konstrukcí. Práce se soustředí na analýzu spojů z obr. 1 a jejich využití pro prostorové konstrukce typu Gridshell [2].

4,5m

Obr. 1: Numerický model styčníku a kopule. Fig. 1: Numerical model of the joint and the dome. ZÁVĚR

Autor provedl všechny naplánované zkoušky fyzického modelu styčníku z obr. 1 a modelu konstrukce kopule v měřítku 1:1. Numerický model styčníku byl vytvořen v programu Abaqus 6.10-1 a model kopule v programu Scia Engineer 2009.0. Oba modely byly úspěšně zkalibrovány s výsledky experimentů. Aplikace analytického modelu na navržený styčník a parametrická studie navrženého styčníku jsou v rozpracovaném stádiu. Předložení disertace se předpokládá začátkem roku 2012. LITERATURA

[1] Harris, R., Kelly, O.: Gridshell – an Innovation in Timber Design, Institution of Civil Engineers, Civil Engineering Journal, 2003, pp. 16-17 [2] Chilton J.: Space Grid Structures, Architectural Press, 2000

- 89 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 STYČNÍKY OCELOVÝCH KONSTRUKCÍ S PŘERUŠENÝM TEPELNÝM MOSTEM STEEL END-PLATE CONNECTIONS WITH THERMAL BARRIER Zuzana Šulcová Abstract The theme of the thesis is the construction of a bolted end-plate connection with a thermal-insulating layer which has not only the function of thermal insulation but also the bearing function with respect to its compression and shear resistance. The prediction of mechanical behaviour of the connection is based on component method. The design model is developed and checked by experiments and FE simulation.

Key words: end-plate connection, thermal barrier, thermal-separation, intermediate layer, component method ÚVOD

Cílem disertační práce je vývoj šroubovaného ocelového styčníku s přerušeným tepelným mostem pomocí vložené desky z tepelně izolačního materiálu a vytvoření analytického modelu takového spoje pro předpověď jeho chování v konstrukci. Pro teoretické řešení styčníku je zvolena metoda komponent a výsledky jsou ověřeny na experimentech a numerických modelech metodou konečných prvků. DOSAŽENÉ VÝSLEDKY DISERTAČNÍ PRÁCE

V disertační práci byl navržen tepelně izolační šroubovaný spoj s vloženou izolační deskou, která má nosnou a tepelně-izolační funkci. Pro tepelně izolační vrstvu byl zvolen technický plast Erthacetal H. Po prostudování možností modelování navrženého spoje byl zvolen analytický model založený na metodě komponent. Během uplynulých let se uskutečnilo 12 zkoušek komponenty izolační deska v tlaku, na jejichž základě byly vytvořeny analytické vztahy pro její popis. Experimentálně změřené deformace komponenty byly ověřeny na numerickém modelu zkoušek s komponentou. Byl sestaven analytický model tepelně izolačního spoje dvou ocelových nosníků a metodou komponent byly vypočteny jeho hlavní charakteristiky. Teoreticky získané hodnoty byly ověřeny třemi experimenty s tepelně izolačním spojem v konstrukci a numerickým modelem spoje v programu ANSYS. Pro aplikaci nových poznatků byl vyroben vzorový řešený příklad tepelně izolačního přípoje ocelového nosníku ke sloupu a vznikla sada příkladů použití tepelně izolačního spoje v konstrukci ocelové haly. Navržené řešení eliminace tepelných mostů v konstrukcích je chráněno dvěma užitnými vzory, „Tepelně izolační styčník mezi dvěma ocelovými nosníky“ a „Tepelně izolační šroubovaný spoj mezi nosníkem a sloupem“. ZÁVĚR

V disertační práci byl vyvinut a popsán tepelně izolační šroubovaný ocelový styčník. Disertační práce bude předložena k obhajobě na počátku června 2011. OZNÁMENÍ

Práce vznikla s podporou grantu COST C25 OC09065 Metoda komponent pro spoje bez tepelných mostů.

- 90 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 ČÁSTEČNÉ SMYKOVÉ SPOJENÍ OCELOBETONOVÝCH NOSNÍKŮ Z MATERIÁLŮ VYŠŠÍCH PEVNOSTÍ PARTIAL SHEAR CONNECTION OF COMPOSITE STEEL AND CONCRETE BEAMS MADE OF HIGHER PERFORMANCE MATERIALS Ivan Tunega Abstract Composite beam made of high strength steel and high performance concrete is a new member which can be very convenient in case of insufficient construction space. Current design standards do not provide sufficient information for structural use of such elements. One of question to be investigate is behaviour of composite beams with partial shear connection.

Key words: high performance concrete, composite beam, shear connector, partial connection. ÚVOD

Vhodný výběr materiálů může významně přispět k hospodárnosti stavební konstrukce. Kombinace vysokohodnotných materiálů v konstrukcích nachází uplatnění zejména v případech omezeného stavebného prostoru. Vysokohodnotné materiály zvyšují zpravidla odolnost konstrukce proti působení vnějších vlivů. Cílem autorova výzkumu bylo ověřit popř. doplnit návrhové postupy pro uplatnění spřažených nosníků z oceli vyšší pevnosti a vysokohodnotného betonu v konstrukcích.

Obr. 1: Numerický model protlačovací zkoušky. Fig. 1: Numerical model of push-out test. ZÁVĚR

Byly provedeny všechny naplánované zkoušky modelu ohýbaného nosníku s částečným smykovým spojením a doplňkové protlačovací zkoušky. Zkoušky byly zaměřené na chování spřahovacího trnu v desce z vysokohodnotného betonu. V současné době je kalibrován model působení trnu v protlačovací zkoušce dle parametrů získaných experimentálním výzkumem (obr. 1). Dále je připravován komplexní numerický model ohybové zkoušky nosníku s využitím autorových poznatků a závěrů vědeckých studií jiných odborných pracovišť [1]. Připravovaná disertační práce bude doplněna o výsledky numerické analýzy a porovnání numerické a experimentální analýzy chování těchto nosníků. Předložení disertace je plánováno na rok 2012. LITERATURA

[1] Queiroz, F.D., Vellasco P.C.G.S., Nethercot D.A.: Finite element modeling of composite beams with full and partial shear connection, 2006

- 91 -

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011 ŠROUBOVANÉ SPOJE NOSNÝCH KONSTRUKCÍ ZE SKLA BOLTED CONNECTIONS OF GLASS STRUCTURES Radim Vencl Abstract

This paper describes bolted connections of glass structures. The research was based on experimental investigation of 1 or 2 bolts in the row loaded by shear force and numerical modelling by finite elements method including all involved parameters, calibration of results and parametrical studies. For description of the force distribution around the bolts photoelastic analysis was used. Key words: bolted connections, steel splices, photoelastic method EXPERIMENTY A NUMERICKÁ ANALÝZA

Byly provedeny experimenty pro skleněný vzorek s jedním a se dvěma otvory v řadě za sebou. Pro vyšetřování napjatosti a přerozdělení vnitřních sil na jednotlivé šrouby byla použita fotoelasticimetrická metoda a tenzometrické měření. Celkem bylo vyšetřováno 10 zkušebních vzorků s jedním a 10 zkušebních vzorků se dvěma otvory v řadě za sebou. Následně byly ve výpočetním programu ANSYS 11.0 vytvořeny numerické modely, které byly verifikovány na základě provedených experimentů. Byla provedena parametrická studie pomocí ověřených numerických modelů pro různé vstupní parametry (materiál přechodového pouzdra, osová vzdálenost šroubů, průměr šroubů, excentricita v umístění otvorů).

Obr. 1: Numerický model - 2 šrouby v řadě za sebou, různá osová vzdálenost Fig. 1: Numerical model - 2 bolts in the row, different distance between axes DISERTAČNÍ PRÁCE

Autor má disertační práci připravenu k odevzdání. Výsledky disertační práce potvrdily možnost použití šroubů pro spoje nosných konstrukcí ze skla. Na základě experimentů bylo prozkoumáno rozdělení napětí v okolí otvoru šroubu. Rozhodující pro návrh tohoto typu spoje je tahové napětí v řezu kolmém na směr působící síly, protože pevnost skla v tahu je násobně menší než pevnost skla v tlaku. Únosnost těchto spojovacích prostředků je poměrně malá. Na rozdíl od spojů v ocelových konstrukcích zde vždy rozhoduje otlačení mezi spojovacím prostředkem, resp. vložkou a samotným sklem. Navíc má na přenos sil do skupiny šroubů významný vliv výrobní technologie. I malé nepřesnosti při vrtání otvorů pro spojovací šrouby vedou k nerovnoměrnému přerozdělení vnitřních sil na jednotlivé šrouby a tím i ke snížení únosnosti celého spoje.

Práce vznikla za podpory výzkumného záměru CEZ MSM VZ 6840770001. - 92 -