SBORNÍK. Nadace Františka Faltuse Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT

Nadace Františka Faltuse Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT

SBORNÍK semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 26. 3. a 3. 10. 2013

Editoři: J. Studnička a F. Řehoř

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 2013

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí Editoři: Studnička, J. a Řehoř, F. Nadace František Faltuse Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT ISBN 978-80-01-05289-1

2


OBSAH Jiří Studnička:

Nadace Františka Faltuse ..................................................................... 4

Jiří Ilčík:

Nový kotevní systém fasádního lešení .................................................. 9

Roman Kalamar:

Inovativní konstrukce ze skla ......................................................... …11

Filip Řehoř:

Stabilita spojitého ocelobetonového mostního nosníku....................... ..13

Petr Sejkot:

Ocelové spoje dřevěných konstrukcí ................................................. ..15

Ondřej Svoboda:

Interakce nekovových membrán a ocelové konstrukce ....................... ..17

Jiří Drozda:

Verifikace konečně prvkových modelů sloupků zábradelního svodidla ..19

Hana Hasníková:

Nedestruktivní testování konstrukčního dřeva historických konstrukcí .. 23

Iva Horčičková:

Stabilita skleněných a hybridních nosníků ze skla a oceli ..................... 27

Robert Jára:

Inovace nosných sendvičových panelů ................................................ 31

Jan Marek:

Lokalizace poruch spřažených mostů pomocí modální analýzy............. 35

Jan Mařík:

Vliv tváření za studena na pevnostní charakteristiky korozivzdorných ocelí ................................................................................................. 39

Martin Prachař:

Ztráta příčné a torzní stability nosníků štíhlých průřezů za zvýšené teploty

........................................................................................................ 43 Eva Caldová:

Dřevobetonový strop s rozptýlenou výztuží za požáru .......................... 47

Magdaléna Dufková:

Numerické modelování chování chráněného a nechráněného dřevěného prvku za požáru ................................................................................. 53

Lukáš Gödrich:

Diskrétní modelování čelní desky ....................................................... 59

Kamila Horová:

Šíření požáru ve vícepodlažních objektech .......................................... 65

Jan Hricák:

Průřezy 4. třídy za zvýšené teploty ..................................................... 71

Tomáš Jána:

Teplota přípoje U profilem a čelní deskou při požáru ........................... 77

Jiří Jirků:

Požární odolnost žárově zinkovaných profilů ...................................... 83

Eva Mašová:

Spoj dvojice dřevěných kulatin s ocelovým styčníkovým plechem........ 89

Radka Teplá:

Měření vlastních frekvencí konstrukčních táhel na Trojském mostě ...... 95

Publikace katedry ocelových a dřevěných konstrukcí v roce 2012........................................... ..101

3

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 NADACE FRANTIŠKA FALTUSE FRANTISEK FALTUS FOUNDATION Jiří Studnička Myšlenka založit 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 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. Very 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 2012 přetiskujeme pro informaci čtenářům i v tomto sborníku. 1. Dokumenty Nadace Františka Faltuse za rok 2012 Schůze Správní rady a Dozorčí rady k uzavření roku 2012 proběhla 15. dubna 2013. Byla schválena Výroční účetní uzávěrka za rok 2012, Výroční zpráva za rok 2012 a Výroční zpráva dozorčí rady za rok 2012. Výtahy ze všech zpráv otiskujeme dále. 1.1 Hospodaření Nadace v roce 2012 Vklad Nadace byl v roce 2012 uložen na spořicím účtu Bonus u Komerční banky. Pro zasílání darů se používal běžný účet 000051-3029400247/0100 u téže banky. Nově byly kvůli optimalizaci výnosů v průběhu roku 2012 založeny ještě následující dva účty u Raiffeisen bank: - běžný účet 7121466001/5500 - spořicí účet 7121455028/5500. Podrobnosti o vložených částkách jsou uvedeny ve Výroční uzávěrce. Stav nadačního jmění na začátku roku 2012 byl 1 918 333,04 Kč, stav k 31.12.2012 je na všech účtech a v hotovosti celkem 2 129 482,93 Kč. 1.2 Činnost Nadace v roce 2012 Sedmá výzva k předložení žádostí studentů postgraduálního studia o podporu na dokončení disertace byla zveřejněna 3.1.2012. Na výzvu se s žádostí o příspěvek přihlásili čtyři postgraduální studenti (Z. Šulcová, T. Fremr, M. Vovesný, K. Machalická), ale příspěvek byl ve smyslu stanov Nadace přiznán pouze T. Fremrovi ve výši 15 000,-Kč. Studenti Vovesný a Machalická byli odmítnuti, neboť jejich disertační práce se nezabývají ocelovými konstrukcemi. Protože se odevzdávání doktorských prací neúměrně protahuje, bylo na výroční schůzi v březnu 2012 rozhodnuto nevypisovat v budoucnu již nové výzvy, ale odměňovat pouze ty studenty, kteří předloží k obhajobě disertaci z oboru ocelových konstrukcí nejpozději 4,5 roku od zahájení studia a následně disertaci úspěšně obhájí. Tomuto novému pravidlu vyhověla v roce 2012 pouze Z. Šulcová a Nadace jí proto zaslala odměnu 15 000.-Kč. Postgraduální studenti katedry vystoupili na dvoudílném Semináři doktorandů dne 29.3. a 3.10.2012 a publikovali výsledky svých výzkumů ve sborníku vydaném k tomuto semináři. Za vystoupení na semináři a za publikaci příspěvku byly každému autorovi s tématem

4

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 ocelových konstrukcí vyplaceny 4000,- Kč. Celkem bylo odměněno 13 studentů celkovou částkou (13 x 4 000) 52 000.-Kč. Diplomantům katedry ocelových konstrukcí (magisterské studium), kteří obhájili práci z oboru ocelových konstrukcí s hodnocením A, bylo vyplaceno 2 000,- Kč. Takto obhájilo v lednu 2012 celkem 8 studentů, v červnu 2012 pouze 1 student, takže na těchto odměnách bylo vyplaceno 9 x 2000.- neboli 18 000.-Kč. Ve prospěch studentů katedry tak bylo v roce 2012 vynaloženo celkem 100 000,- Kč. Provozní náklady Nadace se v roce 2012 omezily pouze na úhradu účetní práce s přípravou daňového přiznání (6 000,-Kč) a úhradu za vedení účtů Komerční bankou a Raiffeisen bankou (4 269.-Kč). Výnosy z úroků činily 27 371,89 Kč. Všichni členové Správní a Dozorčí rady se jako obvykle zřekli nároku na odměnu. Předsedou Správní rady byly i v roce 2012 osloveny firmy z oblasti stavebních ocelových konstrukcí s žádostí o dary Nadaci. Žádosti se setkaly s příznivou odezvou a během roku 2012 tak bylo shromážděno celkem 294 047.- Kč, za což patří všem dárcům velké díky. V Praze 14. března 2013 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 2012 Stav nadačního jmění k 31.12.2011: 1 918 333,04 Kč

Datum 4.1.2012 20.1.2012 20.3.2012 2.4.2012 2.4.2012 22.6.2012 14.9.2012 26.9.2012 26.9.2012 27.9.2012 8.10.2012 8.10.2012 8.10.2012 9.10.2012 22.10.2012 19.11.2012 30.11.2012

dar 30 000,00 30 000,00 20 000,00 10 000,00 10 000,00 1 547,00 25 000,00 10 000,00 20 000,00 5 000,00 5 000,00 10 000,00 20 000,00 20 000,00 20 000,00 7 500,00 10 000,00

dárce Harsco Infrastructure CZ Harsco Infrastructure CZ Shell Czech Republic Žižka Jiří Žižková Jana Háša Pavel VALBEK EXCON Metroprojekt SaM silnice a mosty ING. SOFTWARE DLUBAL RUUKKI VPU DECO ALLCONS INDUSTRY Metrostav Skála a Vít COLAS CZ 5

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 12.12.2012 12.12.2012 31.12.2012 celkem

Ve prospěch studentů celkem Náklady úhrada za účetní práce poplatky bankám

15 000,00 30 000,00 5 000,00 294 047,00

100 000,00

6 000,00 4 269,00

Náklady celkem

10 269,00

Výnosy = úroky

27 371,89

Stav nadačního jmění k 31.12.2012 Z toho: - na spořicím účtu RB - na běžném účtu - hotovost

SUDOP ČKAIT INDBau

2 129 482,93 1 911 646,25 212 836,68 5 000,00

3. Zpráva Dozorčí rady Dozorčí rada Nadace Františka Faltuse potvrzuje, že Správní rada postupovala v roce 2012 podle statutu Nadace a podle Zákona o nadacích a nadačních fondech a o změně a doplnění některých souvisejících zákonů č. 227 ze dne 3. září 1997. Dozorčí rada potvrzuje, že účetní operace ve Výroční účetní uzávěrce Nadace Františka Faltuse za rok 2012 odpovídají statutu Nadace. V Praze 15. dubna 2013.

Doc. Ing. Tomáš Rotter, CSc., předseda dozorčí rady Prof. Ing. Josef Macháček, DrSc., člen Ing. Emil Steinbauer, člen

6


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 rovněž celosvařovaným obloukovým silničním mostem přes Radbuzu opět 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 (fakulty inženýrského stavitelství, fakulty pozemních staveb a architektury 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.

7


5. Seznam úspěšných doktorandů podpořených Nadací FF (stav k 1.1.2013) rok udělení podpory 2001 2002 2003 2004

2005

2007

2008

2009 2010 2011 2012

jméno

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

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

podpora Kč 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 10 000 12 000 12 000 12 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000 15 000

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

Celkem bylo vydáno na podporu dokončení disertací 431 000.- Kč. Bylo obhájeno 28 disertací, 3 jsou ještě v očekávání, jedna podpora byla kompenzována vlastním darem studenta a pouze jedna podpora vyšla naprázdno, tzn. podpořená práce nebyla dokončena. Od poloviny roku 2012 se tyto podpory již nevyplácejí a odměňují se pouze disertační práce obhájené do 4,5 roku po zahájení studia. rok 2012

1

jméno Šulcová

částka 15 000

obhájil Ph.D. 9.11.2012

8

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 NOVÝ KOTEVNÍ SYSTÉM FASÁDNÍHO LEŠENÍ NEW FIXING SYSTEM FOR ACCESS FAÇADE SCAFFOLDS Jiří Ilčík Abstract This project focuses on the development of a new fixing system for façade scaffolding. The anchors are used primarily for the transmission of the forces in a direction parallel to the façade. The problem arises when insulation layers are used. Common solutions do not respect these layers, insulations are damaged (additional repairing is necessary) and the whole system of scaffolding is unstable (the anchors do not provide the required stability that is standard and there is poor transmitting of the parallel forces). Goals of the projects are a brand new form of anchor and a proven methodology for the fixing. Key words: access scaffold, façade, anchor, fixing, methodology, insulation.

ÚVOD Fasádní lešení patří mezi nejběžnější stavební konstrukce. Jsou zpravidla realizovány v zástavbách a obydlených oblastech, kde dochází ke styku s veřejností. Nedostatečné statické posouzení spolu s nedbalostí a neodbornou manipulací s lešením jsou hlavními příčinami havárií lešení. Z bezpečnostních důvodů se v současnosti hojně využívá zakrytí konstrukce sítí či plachtou, což má za následek až čtyřnásobné zvýšení zatížení a tím i sil působících na kotvy lešení. Žádný z dosud používaných způsobů kotvení příliš nezohledňuje odstup konstrukce pro vložení izolačních vrstev při zateplování objektů, což výrazně ovlivňuje funkci kotvení a tím i celkovou stabilitu konstrukce. KOTVENÍ LEŠENÍ Kotvení lešení se skládá z kotevních dílců rozmístěných na lešeňové soustavě v tzv. kotevním rastru. Kotevní dílec je tuhý ocelový prvek, který slouží k přenosu sil z lešení do pevného objektu. Kotvení tohoto dílce je realizováno pomocí mechanické nebo chemické kotvy připevněné k objektu pomocí hmoždinky, viz obr. 1. Kotvení lešení plní zejména následující funkce [1]: • vymezuje vzpěrné délky sloupků lešení, • přenáší vodorovné síly do pevného objektu, • zajišťuje lešení proti překlopení. DRUHY SIL PŘENÁŠENÉ KOTVENÍM Předpokládá se [2], že od účinků zatížení v kotvení vzniká: • vodorovná síla kolmá k fasádě (tlaková nebo tahová), • vodorovná síla rovnoběžná s fasádou. Vodorovnou sílu kolmou k fasádě je možné přenášet pomocí: • krátké trubky připojené k vnitřnímu sloupku (tzv. krátká kotva) pomocí hákové nebo objímkové spojky, • prostředků použitých i pro přenos síly rovnoběžné s fasádou. Vodorovnou sílu rovnoběžnou s fasádou je možné přenášet pomocí: • dlouhé trubky (tzv. dlouhá kotva),

9

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 • • •

dvojice krátkých trubek (tzv. V-kotvy), kotvy zapřené v příčníku rámu, speciálních kotevních dílců.

SOUČASNÉ ŘEŠENÍ Přenesení rovnoběžné vodorovné síly činí obtíže při kotvení do fasády s vrstvou tepelné izolace. V těchto případech se nejčastěji používá delších kotevních vrutů, do kterých je zaháknut kotevní dílec (viz obr. 1 vpravo). Tyto vruty mají vzhledem ke své délce malou ohybovou tuhost a může tak dojít k jejich nadměrným deformacím (a tím ke znehodnocení okolní izolace). Navíc takové kotvení neposkytuje dostačující oporu sloupkům lešení pro vybočení ve směru podél fasády. Stabilita lešení je tak významně ovlivněna. Jinou možností je dočasně odebrat tepelnou izolaci v místě kotvení (obr. 1 vlevo). Toto řešení je však nešetrné z hlediska zateplení a následného vzniku tepelných mostů.

Obr. 1: Způsoby kotvení lešení k zateplené fasádě: připojení kotev těsně k fasádě (vlevo), použití delších kotev (vpravo) Fig. 1: Methods of fixing anchor into the façade with insulation layer: connection tightly to façade (left), connection by using longer anchor (right) KONCEPT NOVÉHO NAVRHOVANÉHO SYSTÉMU Řešení problému s přenosem vodorovných sil do fasády a nepoškození tepelné izolace bude převážně závislé na tvaru kotevního dílce. Budou uvažovány dvě varianty kotevních dílců. Tyto dílce bude možné chápat jako kotvy vetknuté do fasády objektu, které navíc budou mít dostačující tuhost. Kvůli podání žádosti o užitný vzor není nyní možné zamýšlený tvar kotev publikovat. ZÁVĚR Cílem autorova výzkumu je navrhnout nový typ kotvení fasádního lešení, který by minimalizoval potíže při kotvení přes vrstvu tepelné izolace a současně napomáhal ke zvýšení celkové stability konstrukce. Hlavním prvkem nového kotevního systému bude speciální kotva vhodná pro zajištění lešení u objektu s tepelnou izolací. Předložení dizertační práce se předpokládá v roce 2016. OZNÁMENÍ Výzkum je podpořen grantem SGS13/168/OHK1/3T/11. LITERATURA [1] [2]

Dolejš, J., Vlasák, S., Vlasák M., Škréta, K., Picek, Z.: Navrhování konstrukcí z lešení 1, Praha: ČVUT, 2011. Dolejš, J.: Prostorové spolupůsobení prvků fasádního lešení, habilitační práce, ČVUT 2012.

10

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 INOVATIVNÍ KONSTRUKCE ZE SKLA INOVATIVE CONSTRUCTION OF GLASS Roman Kalamar Abstract The current architecture is characterized by use of structural glass load-bearing elements and structures. Sufficient amount of information are required for design of these structures with respect to their behaviour under load. It is necessary to consider low tension strength resistance to comparison with high compression strength and brittle failure. Thus, glass structures fail without visible deformation and therefore without warning. The knowledge in use of structural glass design is limited. There are several rules and procedures, which may help to use of this attractive material. Key words: glass, columns, fracture mechanics, loss of stability, glued joint

ÚVOD V současné moderní architektuře se klade důraz na vysokou transparentnost obvodového pláště. Sklo je jedním z mála materiálů, které lze použít i na nosné prvky či celé nosné konstrukce při zachování požadované transparentnosti. Pro navrhování těchto konstrukcí je zapotřebí dostatek informací o jejich chování při zatížení. Přitom je nutné uvážit, že oproti běžně používaným materiálům nosných konstrukcí má sklo sice dostačující pevnost v tlaku, ale již ne v tahu a navíc je křehké, takže k jeho porušení dochází náhle bez viditelné deformace a tudíž i bez varování, [1], [2]. Cílem autorova výzkumu je návrh a ověření celoskleněného konstrukčního prvku vhodného pro namáhání centrickým tlakem. Sloup bude složený ze čtyř skleněných panelů, v rozích spojených lepeným spojem, obr. 1. Princip návrhu skleněné konstrukce se příliš neliší od navrhování prvků z oceli. Návrhové metody užívané pro jiné materiály ale nemohou být bez úprav převzaty, protože v chování skla při zatížení je třeba zohlednit vliv výrobních tolerancí (tloušťky skla), počátečních deformací, PVB folie u vrstvených skel, pružného chování skla bez účinku zpevnění, vliv doby trvání zatížení, míru poškození povrchu skla a pevnosti skla v tahu, velikost předpětí u bezpečnostních skel (zvláště pak u okrajů). Při návrhu je třeba dostatečně zajistit centrický přenos zatížení z konstrukce do skleněného sloupu. Jakékoliv lokální nerovnosti mohou způsobovat koncentraci napětí a tím i porušení prvku.

Obr. 1: Příčný řez sloupu

Obr. 2: Detail uložení sloupu

Fig. 1: Cross section of the column

Fig. 2: Detail of column support

11


EXPERIMENTY Chování skleněného sloupu bude ověřeno na vzorcích ve skutečné velikosti. Experimenty budou provedeny na vzorcích různých průřezů a délek tak, aby byla pokryta celá škála skutečných možností. Přímému kontaktu mezi sklem a ocelovou deskou pro přenos zatížení bude v patě a hlavě sloupu použita plastová čtvercová podložka podle obr. 2. Po obvodě plastové čtvercové podložky bude vyfrézovaná styková drážka. Pro počáteční kalibraci numerického a analytického modelu se prozatím předpokládá užití jednovrstvého plaveného skla. V pokročilé fázi experimentů se nevylučuje ani použití skla tvrzeného, vrstveného. V současnosti existují teoretické modely pro předpověď únosnosti štíhlého sloupu ze skla: první model napodobuje modely používané pro ocelové pruty, druhý vytvořil Luible [3]. Hodnoty uvedené v tab. 1 jsou vypočteny z charakteristické hodnoty únosnosti plaveného skla v ohybu. Pro výpočet očekávané únosnosti byla uvažována hodnota 12 MPa.

Tab. 1: Výsledky analytických modelů: Očekávaná únosnost [kN] Table 1: Results of the analytical models: Expected load capacity [kN] Očekávaná únosnost N [kN] Model-1 Model-2 Model-1 Model-2 Model-1 Model-2 Model-1 Model-2

h=b [mm]

Délka sloupu l [mm]

150

1750

200

2250

250

2750

300

3250

Průřez

tloušťka 4 30 26 41 34 -

6 46 39 61 52 77 62 -

[mm] 8 82 69 103 83 123 92

10 128 104 154 115

12 185 138

ZÁVĚR Skleněné konstrukce mají v architektuře a navrhování budov velký potenciál. V experimentální části se bude zjišťovat únosnost čtvercového průřezu složeného ze skleněných panelů. Dva dosavadní analytické modely budou ve světle výsledků zkoušek kriticky zhodnoceny a případně bude vybrán či modifikován vhodnější z nich k praktickému použití. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož předběžné výsledky se prezentují v tomto příspěvku, je podpořen grantem SGS 13/123/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Nieuwenhuijzen E.J., Bos F.P., Veer F.A.: The Laminated Glass Column, Glass processing days, 2005, s. 420 – 423 [2] Overand M., Vassallo C.: The Design, Assembly and Performance of Glass Columns, Glass processing days, 2005, s. 287 – 291 [3] Luible A., Crisinel M.: Buckling Strength of Load Carving Elements of glass, Structural Engineering International, 2/2004, s. 120-125

12

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 STABILITA SPOJITÉHO OCELOBETONOVÉHO MOSTNÍHO NOSNÍKU LATERAL BUCKLING OF CONTINUOUS COMPOSITE BRIDGE GIRDER Filip Řehoř Abstract One of the main tasks concerning continuous composite I-sectioned bridge design is to prove stability in hogging bending regions. For slender beams with continuously supported upper flange lateral distortional buckling usually occurs. There is no analytical solution for this type of buckling, because the cross-section does not remain rigid but the web distorts. Usually lateral buckling of composite girders is solved using the inverted U-frame model approach, but it has many inaccuracies. Author would like to research this phenomenon using finite element model. A parametrical study and a design procedure suggestion should be the output of this study. Key words: composite, bridges, continuous, distortional buckling, lateral braces

ÚVOD Spojité ocelobetonové mosty, jejichž příčný řez je složen ze svařovaných I-průřezů a betonové desky jsou v oblastech záporných ohybových momentů náchylné ke ztrátě příčné stability, tzv. klopení. Vzhledem k tomu, že mostní nosníky jsou obvykle vysoké a štíhlost stěny je z ekonomických důvodů značná, nedojde při ztrátě stability k natočení celého průřezu, ale vybočí pouze tlačená pásnice, což je doprovázeno zkroucením (distorzí) stojiny. Tento jev lze tedy označit jako distorzní klopení (lateral distortional buckling – LDB). Klasická teorie (torzního) klopení počítá s tím, že průřez při vybočení zůstává neměnný a dojde pouze k jeho pootočení. Pro distorzní klopení ji tedy nelze použít a neexistuje ani jiné analytické řešení tohoto fenoménu. Aby se zlepšila únosnost nosníku v klopení, používají se příčná ztužidla různého typu a různé tuhosti. Zahrnutí tuhosti a únosnosti příčných ztužidel do výpočtu únosnosti v klopení je dalším problémem, na který nebyla ještě nalezena jednoznačná odpověď. SOUČASNÝ STAV POZNÁNÍ Pro řešení klopení spojitých ocelobetonových nosníků se v současné době používá přístup založený na modelu tzv. obráceného U-rámu (obr. 1), který je popsán například Bradfordem v [1]. Tento přístup byl dále vylepšen Collinem ve [2]. Tlačená pásnice (případně doplněná částí stojiny, dle [2]) se uvažuje jako samostatný prut, který je spojitě pružně podepřen. Tuhost podepření je dána tuhostí komponent průřezu a odpovídá příčné síle, kterou je třeba aplikovat na dolní pásnici, aby se dosáhlo jednotkového vychýlení. V případě, že jsou v konstrukci příčná ztužidla, zahrne se do podepření i jejich tuhost tak, že se rozpočítá („rozetře“) rovnoměrně po délce nosníku. Při výpočtu se nejprve určí kritická síla v pásnici, ze které se pomocí řady zjednodušujících předpokladů získá moment únosnosti v klopení, přičemž se obvykle používá křivek vzpěrné pevnosti, které jsou vhodné pro torzní klopení, ale možnost jejich použití pro distorzní klopení nebyla ještě dostatečně prokázána. Při zkoumání problému distorzního klopení se často využívá principu minimální potenciální energie systému. Například Vrcelj a Bradford [3] řeší distorzní klopení metodou konečných pásů. Konstrukce je rozdělena do pásů, pomocí nichž se sestaví matice tuhosti K a stability G konstrukce. Konstrukce se postupně zatěžuje a počítá se determinant matice (K – G), derivace energetického potenciálu systému Π. Při zatížení, kterému odpovídá nulový determinant matice, dochází ke ztrátě stability konstrukce. Jak bylo zmíněno výše, příčná ztužidla mohou být zahrnuta do výpočtu „rozetřením“ jejich tuhosti po délce nosníku. Podle Johnsona a Caffoly [4] je to však možné udělat pouze pro „poddajná“ ztužidla. Naopak pro „tuhá“ ztužidla navrhují uvažovat v jejich místech pevné inflexní body křivky vybočení. Podle [4] existuje mezi „tuhými“ a „poddajnými“ ztužidly ostrá hranice v závislosti na jejich tuhosti a

13

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 vzájemné vzdálenosti. Ani v tomto případě však nebylo komplexně řešeno distorzní klopení, protože parametrická studie byla realizována pouze na modelu tlačené pásnice.

Obr. 1: Model obráceného U-rámu Fig. 1: The inverted U-frame model PŘIPRAVOVANÁ STUDIE Autor pracuje na studii s využitím numerického modelování prostorovými konečnými prvky. Studie bude provedena na modelu dvojice svařovaných I-nosníků spojených s betonovou deskou a opatřených příčnými ztužidly. Parametry studie budou: výška ocelového průřezu, výška betonové desky, vzdálenost nosníků a vzdálenost a tuhost ztužidel. Bude zkoumán vliv těchto parametrů na únosnost nosníku a tvar průřezu při vybočení. Na základě studie bude vytvořen návrh praktického postupu pro posouzení ocelobetonového nosníku v oblasti záporného ohybového momentu, který bude přesnější než model U-rámu. Tento postup bude poté softwarově zpracován. Autor se chystá ke studijnímu pobytu na technické univerzitě v Luleå (Švédsko), kde bude práce podrobena nezávislé kritice. ZÁVĚR Distorzní klopení spojitých ocelobetonových nosníků je téma, které je od 90. let 20. století až do současnosti intenzivně zkoumáno. Současný návrhový přístup je ale stále poměrně málo přesný a příliš konzervativní. Autor by proto rád svým výzkumem přispěl k jeho zpřesnění. Výstupem práce bude numerická studie, která bude podkladem nového návrhového přístupu k řešení distorzního klopení. Výstupy práce budou nabídnuty k publikaci v impaktovaném časopise. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, je podpořen grantem z programu SGS ČVUT reg. č. SGS13/170/OHK1/3T/11. LITERATURA [1] Oehlers D. J., Bradford M.A.: Elementary Behaviour of Composite Steel & Concrete Structural Members. Butterworth – Heinemann, 1999 [2] Collin P., Möller M., Johansson B.: Lateral-torsional buckling of continuous bridge girders. J. Constr. Steel Research, 45, 1998, s. 217-235 [3] Vrcelj Z., Bradford M.A.: Inelastic restrained distortional buckling of continuous composite Tbeams. J. Constr. Steel Research, 65, 2009, s. 850-8 [4] Johnson R.P., Cafolla J.: Stiffness and strength of lateral restraints to compressed flanges. J. Constr. Steel Research, 42, 1997, s. 73-93

14

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 OCELOVÉ SPOJE DŘEVĚNÝCH KONSTRUKCÍ STEEL CONNECTIONS OF TIMBER STRUCTURES Petr Sejkot Abstract There is a significant difference between calculated load bearing capacities of three-dimensional nailing plates and the values received by tests. It is the subject of the Author’s research to improve this state by developing the new European Technical Approval Guideline based on calculation method assisted by testing. The method combines both experiments and simple calculations advantages. The method is more effective compared to experiments and more accurate compared to simple calculations. Key words: metal works, timber structures, joints, three-dimensional nailing plates, fitting

ÚVOD Spoje dřevěných konstrukcí pomocí ocelového kování v podobě tenkostěnných ocelových elementů pozvolna vytěsňují tradiční tesařské spoje dřevěných konstrukcí. Jejich hlavní výhodou je neoslabení spojovaných prvků, což umožňuje snižování tloušťky spojovaných prvků. Dalšími výhodami jsou například možnost provádět přípoje pomocí kování přímo na stavbě, nebo možnost přímého napojení dřevěných prvků na ocelové či betonové konstrukce, [1]. SPECIFIKA A ZÁKLADNÍ ROZDĚLENÍ STYČNÍKŮ S OCELOVÝMI ELEMENTY Tenkostěnné ocelové elementy jsou specifické svou poddajností způsobující velké plastické deformace před dosažením únosnosti celého spoje. Podle vzájemné polohy spojovaných dřevěných prvků lze styčníky s tenkostěnnými ocelovými tvarovanými elementy rozdělit do tří základních skupin: „T-spoj“, tj. styčník, u kterého konec jednoho prvku doléhá k průběžné straně druhého prvku. Jedná se například o napojení stropnic na průvlak, spoj roštu, nebo napojení průvlaku na sloup. Na tento styčník se nejčastěji používají ocelové elementy ve tvaru „U“, tzv. U-botky a úhelníky, a to jak obyčejné (bez ztužujícího žebra), tak se ztužujícím žebrem. „X-spoj“, tj. křížový styčník, u kterého k sobě prvky doléhají svými boky. Tento styčník vznikne kupříkladu při ukotvení průběžných stropnic nebo průvlaků na sloupky nebo při zavěšení kleštin na střední vaznici. Zde se prvky spojují úhelníky se ztužujícím žebrem nebo úhelníky s předsazenými rameny. „Z-spoj“, tj. napojující styčník, kterým se provede nastavení dřevěného prvku pomocí spojky trámů v místě nulového momentu. Spojky totiž nejsou schopny přenášet ohybové momenty a přenášejí pouze posouvající síly. Kromě výše zmíněných základních způsobů využití kování je možné se setkat i s dalšími způsoby, jako jsou např. přípoje stěnových CLT panelů ke stropní konstrukci, které není dosud optimalizováno. Pro tato využití je do budoucna nezbytná optimalizace použitého kování, [2]. OPTIMALIZACE KOVÁNÍ V PODOBĚ TENKOSTĚNNÝCH OCELOVÝCH ELEMENTŮ Navrhování a optimalizace má v současné době nedostatečnou podporu v Eurokódech. Proto jsou výpočty prováděny podle technických předpisů „TR“ (TECHNICAL REPORT) vydávaných Evropskou organizací pro technická osvědčení „EOTA“ (EUROPEAN ORGANISATION FOR

15

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 TECHNICAL APPROVALS). Postup v nich uvedený se nazývá výpočtem podporovaným zkouškami. Jedná se o analytický postup, do nějž vstupují zkouškami určené parametry. Konkrétní příklady výpočtů jsou uvedeny v EOTA TR017, [3]. EXPERIMENTY V současnosti jsou připraveny vzorky přípojů poskytnuté společností Tesařství Biskup s.r.o. za pomoci úhelníku 05-21 od společnosti BOVA Březnice spol. s.r.o. (viz obr. 1). Cílem je analyzovat a optimalizovat parametry výpočtů určovaných pomocí experimentů s ohledem na tvar úhelníku, rozmístění otvorů pro hřebíky a délku použitých hřebíků.

Obr. 1: Úhelník 05-21 Fig. 1: Angle bracket 05-21

ZÁVĚR Cílem výzkumu je rozvinout v současnosti používanou metodu analytického výpočtu kování podporovaného zkouškami tak, aby došlo ke snížení potřebného počtu parametrů určovaných zkouškami. OZNÁMENÍ Tento výzkum je podpořen grantem SGS13/171/OHK1/3T/11. Autor tuto podporu vysoce oceňuje. LITERATURA [1] Šťastný R.: Tenkostěnné ocelové tvarované elementy používané v dřevařském inženýrství, Disertační práce, ČVUT, 2005 [2] Harris R., Ringhofer A., Schickhofer G.: Focus Solid Timber Solutions – European Conference on Cross Laminated Timber (CLT), Theme III, 2013 [3] EOTA TR 0017. Worked example calculation of characteristic load-carrying capacities of 90° angle bracket with a rib, Edition February 2002, Amended October 2012

16

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 INTERAKCE NEKOVOVÝCH MEMBRÁN A OCELOVÉ KONSTRUKCE INTERACTION OF NON-METALLIC MEMBRANES AND STEEL STRUCTURE Ondřej Svoboda Abstract The newly developed materials, mainly based on plastic and high strength steel, led in the second half of 20th century to build new, interesting and remarkable buildings, called as membrane structures or tensostructures. These structures are very light in comparison with their span; they are strained only by tension and have to be curved. Due to tensile straining the relatively high strength is fully utilized for transfer of loadings. Coated fabrics are usually used as the material for membrane structures. They are connected to the primary steel structure mainly by keder rails or steel ropes. The Ph.D. thesis will be focused on the interaction between membrane surface and the primary steel structure with respect to stability problems. Key words: tensile surface structures, coated fabric, pretension, interaction, buckling

ÚVOD Konstrukce s membránovým prvkem zažívají v architektuře a stavitelství v posledních letech rychlý rozvoj. S vývojem nových materiálů pro tažené plošné prvky [1] přišly také nové možnosti jejich využití v oblasti konstrukcí velkých rozpětí, čímž také vyvstaly větší nároky na primární nosné konstrukce. Vzhledem k zachování subtilního dojmu z celkové koncepce stavby se jako podpůrné konstrukce nejčastěji užívá štíhlých ocelových průřezů, které nijak nenarušují dojem z lehkosti. S ohledem na subtilnost použitých průřezů nebývá mnohdy rozhodujícím faktorem při posudku vyčerpání únosnosti průřezu, nýbrž ztráta stability podpůrné konstrukce.

Upínací lišta pro keder profil

Obr. 1: Stabilizace oblouku membránou při vybočení kolmo k rovině oblouku Fig. 1: Arch stabilisation by membrane in out-plane buckling SOUČASNÝ STAV POSUZOVÁNÍ MEMBRÁNOVÝCH A PODPŮRNÝCH KONSTRUKCÍ V současnosti existují programy umožňující modelovat podpůrnou konstrukci s membránou jako jeden celek. Přesto jsou často oba hlavní nosné prvky (tj. membrány a podpůrná konstrukce) posuzovány odděleně, což není správné. V rámci práce jsou analyzovány vhodné softwarové podpory dostupné

17

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 v současné době (Formfinder, EASY, SOFiSTiK, Strand7, Scia). Membránové řešení vyžaduje GNA (geometricky nelineární analýzu), podpůrná konstrukce GMNIA (geometrickou a materiálovou analýzu s imperfekcemi). Již na základě prvních výpočtů na modelech vytvořených ve zmíněných výpočetních programech lze předpokládat, že zahrnutí interakce nekovové membrány se subtilní podpůrnou ocelovou konstrukcí bude mít v mnoha případech pozitivní vliv na výslednou deformaci a vzpěrnou únosnost ocelových prvků (obr. 1). PŘEDPĚTÍ Kromě běžných zatížení stavebních konstrukcí vstupuje do návrhu membránové konstrukce podstatným dílem předpětí membrány a obvodových lan. Předpětí je nedílnou součástí návrhu a zásadně ovlivňuje výslednou geometrii, napjatost a stabilitu konstrukce. Stanovuje se hledáním optimálního tvaru „Form-finding“ [2] tak, aby při jakékoliv kombinaci zatížení nedocházelo ke vzniku tlakových napětí v ploše membrány a tím i nežádoucímu vlnění povrchu. Míra předpětí membrány ovlivňuje nejen tvar membránové plochy, ale přes okrajové detaily a uchycení také významně promlouvá do namáhání primární nosné konstrukce, na kterou může mít buď stabilizující, nebo destabilizující účinek. DETAILY UCHYCENÍ MEMBRÁNY Jedním z významných parametrů ovlivňujících spolupůsobení mezi membránovou a ocelovou konstrukcí jsou detaily spojení. Membrána může být kotvena buď bodově, nebo spojitě podél podpůrné konstrukce. Spojité uchycení je nejčastěji realizováno pomocí upínacích lišt s keder profily. Kapsou v membráně je protažen keder profil, který je následně zaseknut v drážce upínací lišty (obr. 1), jež je pevně spojena s podpůrnou ocelovou konstrukcí. Tento typ uchycení umožňuje velkou míru spolupůsobení mezi membránou a primární konstrukcí, a proto lze očekávat velké zlepšení stabilitního chování podpůrné konstrukce. EXPERIMENTÁLNÍ VÝZKUM V současné době je připraven návrh modelu plachty s oblouky podle obr. 1 (o rozměrech 4,5x2,25m) pro laboratoř FSv ČVUT v Praze. Ukončeny jsou předběžné výpočty, je navržen materiál plachet a oblouků, systém podepření a zatěžování. Zahájení experimentálních prací se předpokládá na podzim 2013. ZÁVĚR Cílem disertační práce je stanovit míru spolupůsobení mezi membránou a podpůrnou ocelovou konstrukcí. V konkrétním případě chystaného experimentu se bude jednat o to, jak oboustranné ukotvení předepnuté textilní membrány na štíhlý oblouk vylepší jeho vzpěrnou únosnost. Na základě výsledků experimentu se provede korekce výpočetního modelu a následně parametrická studie zohledňující různou míru předpětí v membráně, různé průřezy oblouku a způsoby uchycení membrány k oblouku a jeho uložení. Předpokládaný termín předložení disertační práce je rok 2016. OZNÁMENÍ Výzkum probíhá za podpory projektu SGS13/044/OHK1/1T/11 LITERATURA [1] Seidel M.: Tensile Surface Structures – a practical guide to cable and membrane construction, Institut für Architektur und Entwerfen; Technische Universität Wien; Berlin 2009; ISBN: 978-3-43302922-0; 229 str. [2] Wakefield, D.S.: Engineering analysis of tension structures: theory and practice, Engineering Structures, Vol. 21, No. 8, 1999, s. 680-690

18


VERIFIKACE KONEČNĚ PRVKOVÝCH MODELŮ SLOUPKŮ ZÁBRADELNÍHO SVODIDLA VERIFICATION OF FE MODELS OF BRIDGE CRASH BARIERS POSTS Jiří Drozda Abstract Main aim of this work is performing numerical simulation of barrier crash test. This article is focused on processes of model preparation and verification. For this purpose two different models were created. The first model describes new design of bridge safety barrier posts and the second model describes certificated bridge safety barrier posts. Modal analysis was used for verification of finite element model for both models. Measured modal frequencies were compared with computed frequencies. After that verified models will be used for performing crash test in LS-DYNA software. Key words: Modal analysis, Safety barrier, Crash test, LS-DYNA, FE models

ÚVOD Článek obsahuje dílčí výsledky výzkumu, kterých bylo v průběhu minulého roku dosaženo. Výzkum je zaměřen na predikci a simulaci nárazové zkoušky do mostního zábradelního svodidla. Cílem tohoto výzkumu je stanovit metodu, která by umožnila ověřit nový návrh svodidla ještě před realizací nárazové zkoušky tak, aby této zkoušce vyhovělo. Využití takového postupu při ověřování nových svodidel povede ke snížení nákladů na vývoj nových typů svodidel a zároveň přispěje k hospodárnějšímu využití konstrukce nově vyvíjeného typu svodidla. POSTUP VERIFIKACE KONEČNĚ PRVKOVÉHO MODELU Pro verifikaci konečně prvkového modelů byla vybrána modální analýza, protože hlavní výhodu modální analýzy je, že se jedná o nedestruktivní měření, čímž nedojde k poškození zkoumané konstrukce. Verifikace pomocí modální analýzy spočívá v tom, že v průběhu verifikace je model upravován tak, aby byla dosažena požadovaná shoda mezi naměřenými modálními charakteristikami a modálními charakteristikami vypočtenými na konečně prvkovém modelu. Modální analýza byla provedena na prototypovém sloupku nově vyvíjeného svodidla a zároveň i na sloupku již certifikovaného ocelového zábradelního svodidla typu ZSH2. Pro oba typy sloupků byly vytvořeny konečně prvkové modely, které byly následně modifikovány tak, aby byla dosažena shoda mezi naměřenými a vypočtenými vlastními frekvencemi a vlastními tvary. U takto upravených konečně prvkových modelů se předpokládá, že správně postihují zkoumanou konstrukci sloupku. KONEČNĚ PRVKOVÝ MODEL Pro vytvoření 3D modelu a následné provedení výpočtů na konečně prvkovém modelu byl použit program ANSYS Workbench verze 13.0 od společnosti ANSYS, Inc. Nejprve byly vytvořeny 3D modely obou svodidlových sloupků. Pro vytvoření těchto modelů byl použit 3D modelář (Design Modeler), který je součástí programu ANSYS Workbench. Při modelování bylo využito, že konstrukce obou sloupků se skládá převážně z plechů (obr. 1a), proto oba modely sloupků byly vytvořeny ze skořepinových těles. Následně pak musela být každé skořepině přiřazena odpovídající tloušťka plechu. Aproximace takto vzniklé geometrie byla realizována pomocí skořepinových prvků s označením SHELL181 [1]. Jedná se o 4 uzlový prvek s šesti stupni volnosti v každém uzlu. V případě nutnosti může dojít k tvarové degeneraci prvku na trojúhelníkový tvar. Tyto prvky jsou vhodné k aproximaci tenkých nebo středně tlustých skořepinových těles. V místech styků jednotlivých plechů se v realitě nacházejí koutové svary, tyto svary nebyly modelovány a propojení jednotlivých plechů bylo zajištěno

19

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 průběžnou sítí mezi jednotlivými skořepinovými tělesy (obr. 1b). Takovéto spojení sítě má shodnou tuhost s propojovanými plechy a tedy zanedbává příslušnou tuhost použitých koutových svarů. Oba konečně prvkové model sloupků pro modální analýzu byly ukončeny patní deskou sloupku. Připojení sloupku do betonové římsy pomocí lepených kotev bylo modelováno pomocí okrajové podmínky, kdy na základě verifikace modelů bylo zjištěno, že nejvhodnější aproximací tohoto připojení je odebrat všech šest stupňů volnosti po obvodě otvoru pro kotvu. Oba sloupy byly vyrobeny z běžné konstrukční oceli S355. Ve výpočtu byl materiál definován pomocí Youngova modulu pružnosti, koeficient příčné kontrakce a objemové hmotnosti, přičemž příslušné hodnoty materiálových vlastností byly převzaty z tabulek [2] a následnými zkouškami budou ověřeny.

I)

II)

Obr. 1: Prototyp nového sloupku: a) upevnění sloupku b) konečně prvková síť Fig. 1: New prototype of post: a) mounted post b) mesh of FE model EXPERIMENTÁLNÍ MODÁLNÍ ANALÝZA Experimentální měření pro oba sloupky bylo provedeno 18. Července 2012 v areálu mostárny OK-BE. Svodidlové sloupky byly ukotveny do provizorní betonové římsy tak, aby kotvení sloupků co nejvíce odpovídalo reálnému upevnění do mostní římsy. Pro měření vlastních frekvencí byla zvolena metoda založena na principu, kdy ve zvolených bodech je konstrukce vybuzena úderem kladívka. V průběhu měření je zaznamenávána síla úderu a zrychlení konstrukce úderem vybuzené. Zrychlení vyvolaná buzením v jednotlivých bodech jsou vždy měřena v jednom pevně zvoleném bodě. V každém budícím bodě byl úder pětkrát opakován tak, aby bylo možné vyloučit odchylky mezi jednotlivými měřeními a tím získat filtrovaný signál. Pro tato měření bylo použito vybavení: akcelerometr typ DeltaTron TEDS Accelerometer Brüel&Kjær 4507B005, jako budič bylo použito kladívko Brüel&Kjær of Type 8206, signál z měření byl zaznamenáván pomocí stanice Brüel&Kjær Front a signál byl zpracováván v programu PULSE 14.0. Na konstrukci sloupku bylo zvoleno 51 budících bodů, ve kterých byla konstrukce buzena úderem kladívka. Body byly umístěny v 8 úrovních na obou hlavních plechách, přičemž v každé úrovni se nacházeli 3 budící body, další 3 body byly umístěny

20

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 na plech sloužící k upevnění svodnice (obr. 2b). Akcelometr byl umístěn do levého horního rohu jedno z hlavních plechů (obr. 2a). Umístění akcelometru bylo zvoleno na základě předběžného výpočtu vlastních tvarů. Takovýto postup je nutný především proto, že kdyby byl akcelometr nevhodně umístěn do uzlového bodu některé z vlastních frekvencí, nebylo by možné tuto frekvenci měřením zaznamenat. Naměřené vlastní frekvence byly extrahovány ze získaného signálu zrychlení pomocí „Fast Fourier Transform“ (FFT). Z naměřeného signálu byla také pro každou vlastní frekvenci odvozena funkce odezvy „Frequency Response Function“ (FRF). Z těchto funkcí pak byly stanoveny příslušné vlastní tvary kmitání.

a)

b)

Obr. 2: Prototyp nového sloupku a) umístěná akcelerometru b) umístění budících bodů Fig. 2: New prototype of post: а) mounted transducer; b) mesh of excitation points VERIFIKACE KONEČNĚ PRVKOVÉHO MODELU

Konečně prvkový modely byly verifikovány na základě, korelace mezi vzájemně odpovídajícími naměřenými a vypočtenými vlastními frekvencemi a na základě velikostí jejich rozdílů. Korelace mezi vlastními frekvencemi byla stanovena pomocí MAC hodnoty. MAC hodnota byla vypočtena pomocí rovnice (1) předepsané v České národní normě [3].

(1) Diference mezi jednotlivými vlastními frekvencemi byla stanovena na základě rovnice (2).

(2) Konečně prvkový model byl upravován tak, aby byla dosažena korelace hodnoty 1,0 mezi vzájemně si odpovídajícími vlastními frekvencemi, což odpovídá 100% shodě mezi naměřenou a 21

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 vypočtenou hodnotou vlastní frekvence. Zároveň byla minimalizována hodnota diference mezi těmito frekvencemi tak, aby ležela v intervalu (-15%; +10%). V tabulce 1 je uveden koeficient MAC a v tabulce 2 jsou uvedeny diference mezi jednotlivými vlastními frekvencemi. Výsledky jsou uvedeny pro nově vyvíjený typ sloupku a příslušný verifikovaný konečně prvkový model.

Tab. 1: Kritérium modální věrohodnosti (MAC) Table 1: Modal assurance criterion (MAC)

1 2 3 4 5 6 7 8

Comp f(j)[Hz] 52,9 168,3 279,5 299,9 331,3 447,3 465,1 596,5

1 50,8 0,975 0,037 0,007 0,010 0,037 0,006 0,046 0,002

2 154,0 0,002 0,896 0,006 0,060 0,153 0,001 0,001 0,018

3 237,9 0,045 0,029 0,007 0,014 0,527 0,005 0,004 0,004

4 251,1 0,001 0,066 0,008 0,336 0,081 0,07 0,005 0,008

5 258,7 0,007 0,012 0,913 0,017 0,003 0,035 0,208 0,006

6 275,0 0,001 0,014 0,035 0,893 0,079 0,251 0,008 0,014

7 338,3 0,072 0,035 0,001 0,025 0,511 0,002 0,054 0,032

8 413,4 0,001 0,000 0,017 0,069 0,013 0,834 0,021 0,05

9 431,2 0,036 0,002 0,09 0,007 0,008 0,078 0,959 0,045

10 556,7 0,001 0,018 0,000 0,008 0,032 0,053 0,004 0,733

Tab. 2: Porovnání vlastních frekvencí spárovaných na základě MAC Table 2: Comparison of natural frequencies, pairs matched according MAC

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Computed f(j)[Hz] 50,8 154,0 237,9 251,1 258,7 275,0 338,3 413,4 431,2 556,7 1 2 3 4 5 6 7 8 Measured f(j)[Hz] 52,96 168,32 279,58 299,93 331,33 447,35 465,17 596,52 ∆(j) [%] -4,3 -9,3 NA NA -8,1 -9,1 2,1 -8,2 -7,9 -7,2 Min [%] -15 -17,0 -18,7 -18,9 -19,1 -19,4 -20,7 -22,1 -22,5 -25,0 Max [%] 10 17,0 18,7 18,9 19,1 19,4 20,7 22,1 22,5 25,0 ZÁVĚR V průběhu dosavadního výzkumu byl vytvořen konečně prvkový model nově vyvíjeného mostního zábradelního svodidla a zábradelního svodidla typu ZSH2. Na obou sloupcích byla provedena experimentální modální analýza. Na základě měření byly verifikovány konečně prvkové modely za použití porovnání naměřených a vypočtených modálních charakteristik obou sloupků. OZNÁMENÍ Dosavadní výsledky výzkumu byly publikovány na mezinárodních konferencích: Nano and Macro Mechanics 2012 a 13th INTERNATIONAL SCIENTIFIC CONFERENCE VSU’2013. Výzkum, který je prezentován v tomto příspěvku, je podpořen studentským grantem SGS12/119/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] © 2010 ANSYS, Inc.: ANSYS 13.0 Release software product and program documentation. USA Canonsburg, 2010, Path: // Element Reference // I. Element Library // SHELL181 [2] Sokol Z., Wald F.: Ocelové konstrukce – Tabulky, ČVUT Praha, 2010 [3] ČSN 73 2044 Dynamické zkoušky stavebních konstrukcí, Úřad pro normalizaci a měření, Praha, 1984.

22

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 NEDESTRUKTIVNÍ TESTOVÁNÍ KONSTRUKČNÍHO DŘEVA HISTORICKÝCH KONSTRUKCÍ NON-DESTRUCTIVE TESTING OF STRUCTURAL TIMBER OF HISTORICAL STRUCTURES Hana Hasníková Abstract Timber, as a structural material, has been used for hundreds years. There are many historical structures in the Czech Republic made of timber. It is necessary to assess and observe their condition as a part of maintenance. Standardized testing that defines material properties reliably is unfortunately destructive. Non-destructive testing is more suitable for using in-situ and does not damage the structure elements, but it is not covered by standards till now. The project´s objectives are to compare these two ways of testing of material properties and to find out relationships between them. During the research it is also necessary to look at the structure in wider context, e.g. to take into account its age and cultural heritage point of view. Key words: non-destructive testing, timber, mechanical properties, ultrasound velocity, historical structures

ÚVOD Výsledky nedestruktivního testování konstrukčního dřeva představují prvotní odhad stavu materiálu v konstrukci, který se úspěšně používá při měření in-situ. Dostupná zařízení jsou lehce přenosná i ovladatelná, k interpretaci výsledků je však nutná zkušenost experimentátora. Důvodem je variabilita jednotlivých měřicích zařízení a také samotná heterogenita zkoumaného materiálu. V českém i v evropském normativním systému chybí pro konstrukční dřevo unifikovaná metodika nedestruktivního zkoušení, která je typická pro klasické materiálové laboratorní destruktivní zkoušky (např. pevnost v tlaku). Nedestruktivní metody jsou i přes tuto překážku využívány především při vyšetřování historických konstrukcí, jejichž materiál je velmi cenný. Historické konstrukce mají svá specifika oproti novostavbám, která je potřeba brát v úvahu. Dlouhodobé působení zatížení a vlhkosti, stejně jako provedení detailů se podepisují na stavu materiálu. Výsledky stavebně-technického průzkumu by se proto měly opírat také o průzkum historických dokumentů, určení typu použitého dřeva nebo dendrochronologickou dataci. Ta dokáže v ideálním případě určit přesné datum skácení stromu, ze kterého byl konkrétní konstrukční prvek vytvořen, na základě srovnání šířky letokruhů vzorku se standardizovanou řadou, viz obr. 1.

Obr. 1: Dendrochronologická analýza použitá při dataci prvků z Masarykova nádraží Fig. 1: Dendrochronological analysis used for dating of elements from Masaryk Railway Station

23


Nejčastěji používané nedestruktivní metody (NDT) pracují na různých fyzikálních principech, [1]. Mezi základní patří použití šíření elastické deformace materiálem způsobené tlakovými vlnami, příkladem je měření rychlosti prostupu ultrazvukové vlny. Jiné metody pracují s odporem materiálu proti vnikání indentoru. Nejznámějším přístrojem je Pilodyn, který definovanou energií vstřeluje do materiálu trn. Pevnost dřeva je posléze určena na základě korelačních vztahů s hloubkou průniku. Odporové vrtání nebo zařízení Resistograf využívá pro měření modifikovanou vrtačku. Ze záznamu měření lze odečítat hloubkový pevnostní profil konstrukčního prvku. Výstupem radiografických metod je zobrazení materiálu se všemi jeho nehomogenitami a poškozeními. Vzorek se vloží mezi zdroj záření a exponovaný film, oblasti s vyšší hustotou zadrží větší množství emitovaných částic, což se na snímku projeví tmavší barvou, [2]. TEORETICKÉ POZADÍ NDT ZKOUŠENÍ ULTRAZVUKEM Zaměření projektu srovnání destruktivních a nedestruktivních metod zkoušení konstrukčního dřeva se postupně zužuje na oblast NDT využívající ultrazvukové vlny. Byla provedena měření in-situ na konstrukci historické budovy Masarykova nádraží a také experimenty věnující se podrobněji vlivu trhliny na rychlost šíření ultrazvukové vlny heterogenním materiálem. Vlna šířící se mezi dvěma snímači (vysílačem a přijímačem, viz obr. 2a) reaguje na problémová místa v konstrukčním prvku a její rychlost se kvůli oblastem mechanického poškození nebo degradace biotickými škůdci snižuje. To se následně projeví i ve vyhodnocení mechanických vlastností, konkrétně v určení dynamického modulu pružnosti dřeva [3], který je hlavním výstupem měření. Pro výpočet dynamického modulu pružnosti Edyn [MPa] dle (1) je potřeba znát objemovou hmotnost dřeva ρ [kg.m-3] a rychlost ultrazvukové vlny c [km.s-1].

Edyn = ρc2

(1)

Rychlost c je určena dle (2), kde L [m] je vzdálenost sond a t [ms] čas, který vlna potřebuje pro průchod mezi nimi.

c = L/t

(2)

Použitým přístrojem pro všechna měření bylo francouzské zařízení Sylvatest se speciálně navrženými kónickými sondami, obr. 2b. Přenos vlny do materiálu je zajištěn tvarem sond, které se instalují přímo mezi vlákna dřevní hmoty.

Obr. 2: a) Typická měřicí sestava pro určení rychlosti šíření ultrazvuku, b) detail speciální kónické sondy pro dřevo Fig. 2: a) Typical set up for ultrasound velocity measurement, b) detail of a special conical transducer used for timber

24

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 EXPERIMENTY V rámci výzkumu bylo provedeno několik měření in-situ a v laboratoři. Nedestruktivní zařízení byla použita při vyšetřování historické konstrukce Masarykova nádraží před a během její rekonstrukce v roce 2011. V tab. 1 je vyhodnocení zkoušek vlašských krokví výše zmíněným přístrojem Sylvatest. In-situ byly změřeny rozměry všech prvků a zjištěna jejich hmotnost, z čehož bylo možno spočítat objemovou hmotnost. Na základě měření času průchodu ultrazvukové vlny se určila její rychlost. Výsledné hodnoty dynamického modulu pružnosti určené dle (1) potvrdily, že historický materiál již dále nemůže být v konstrukci použit, protože nesplňuje přísnější požadavky na zatížení dané současnými předpisy.

Tab. 1: Záznam měření přístrojem Sylvatest Table 1: Sylvatest measurement record

Element VK-1-3-P VK-4-6 VK-9-6 VK-12-6 VK-15-5 VK-19-6

b [mm] 98.3 147.3 100.0 103.7 103.0 97.7

Dimensions h l [mm] [mm] 232.0 240.0 229.7 233.3 235.3 233.3

3820 3820 3820 3820 4310 3820

L [m] 3.0 3.0 3.0 3.0 4.0 3.0

Ultrasonic measurement t 0.5*m ρ [ms] [kg] [kg.m-3] 533 531 542 562 713 548

16.54 19.62 17.88 16.63 16.8 16.27

379.6 290.5 407.6 360.0 321.7 373.8

c [km.s-1] 5.63 5.65 5.54 5.34 5.61 5.47

Edyn [GPa] 12.0 9.3 12.5 10.3 10.1 11.2

Výsledek jednoho z laboratorních experimentů je prezentován na obr. 3. Bylo k němu využito opět konstrukčního dřeva historické konstrukce Masarykova nádraží, které bylo převezeno do laboratoří Stavební fakulty ČVUT. Šíření ultrazvukové vlny je ovlivněno poškozeními prvku a tento experiment byl navržen tak, aby ukázal citlivost konečného výstupu – dynamického modulu pružnosti. [4] Byl simulován postupný nárůst trhliny v oblasti mezi sondami, která ovlivní průchod ultrazvukové vlny materiálem. Čas průchodu vlny byl nejdříve změřen na nepoškozeném prvku, poté se hloubka trhliny uměle zvětšovala s krokem 20 mm. Čím větší trhlina je, tím delší čas vlna potřebuje k tomu, aby ji obešla. Ve výpočtu dle výše uvedených rovnic je používána stále stejná vzdálenost sond L, jelikož v konstrukci nemusí být trhlina jasně patrná jako při experimentu. S narůstajícím časem průchodu tak klesá vypočtená rychlost šíření vlny, což následně vede k výraznému poklesu další odvozené výstupní veličiny – dynamického modulu pružnosti Edyn. Na míru rozdílu mezi stavem bez a s trhlinou má vliv i vzdálenost sond, jak je z přiloženého grafu patrné. Čím vzdálenější sondy jsou, tím menší vliv trhlina má. Dalším krokem výzkumu bude destruktivní zkoušení prvků, na kterých proběhly nedestruktivní zkoušky. Bude tak k dispozici sada výsledků pro materiál z historicky cenné konstrukce, který bude v dalším kroku srovnán s výsledky zkoušek na vzorcích vyrobených z nového dřeva. V současnosti je jako stavební řezivo nejpoužívanější smrk. V minulosti se však zdárně používaly i jiné druhy a výhled do budoucnosti naznačuje, že skladba našich lesů se promění ve prospěch listnatých dřevin. Z tohoto důvodu bude soubor nových vzorků druhově pestrý, což poskytne další zajímavé možnosti srovnání.

25


Obr. 3: Vliv vzdálenosti sond na průchod ultrazvukové vlny prvkem s trhlinou Fig. 3: Influence of distance between transducers on ultrasonic wave passage through a structural member with crack ZÁVĚR V článku je nastíněna koncepce řešení problematiky nedestruktivního zkoušení konstrukčního dřeva historických konstrukcí. Výzkum cílí především na zkoušení pomocí ultrazvuku. Hodnotnými výstupy akademického rázu jsou již nyní články a příspěvky na konferencích popisující konkrétní terénní i laboratorní měření zmiňovaná i v tomto článku. Cílem disertační práce je vytvořit na základě srovnávacích zkoušek pro destruktivní a nedestruktivní metody postup, která by mohl být podkladem pro normativní předpis. OZNÁMENÍ Probíhající výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, je podporován grantem SGS12/120/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Kopec B., kol.: Nedestruktivní zkoušení materiálů a konstrukcí. ISBN 978-80-7204-591-4, Brno, 2008 [2] Kasal B., Tannert T.: In Situ Assessment of Structural Timber. State of the Art Report of the RILEM, ISBN 978-94-007-0559-3, RILEM, 2010 [3] Kuklík, P. - Kuklíková, A.: Methods for Evaluation of Structural Timber. In: Wood research, 2001, ISSN 0012-6136, vol. 46, no. 1, p. 1-10 [4] Hasníková, H. – Kuklík, P.: Nedestruktivní metody při vyšetřování dřeva historických konstrukcí. In TZB info, 2013[cit. 18.5.2013]

26

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 STABILITA SKLENĚNÝCH A HYBRIDNÍCH NOSNÍKŮ ZE SKLA A OCELI STABILITY OF GLASS AND HYBRID GLASS STEEL BEAMS Iva Horčičková Abstract Glass structures are very often used in modern architecture. Due to their high slenderness, such elements tend to fail for instability problems. The subject of Author’s research will be to investigate the influence of steel flanges on the lateral torsional buckling resistance of hybrid glass steel beam. Fundamental research focused on the lateral torsional buckling resistance of glass beams was already evaluated and the numerical FE model was created in software ANSYS. Key words: glass, stability, lateral torsional buckling, experiments, numerical model

ÚVOD Sklo se v současné architektuře používá nejen na výplně otvorů, ale i na konstrukční prvky přenášející zatížení. Skleněné prvky, například nosníky či výztužná žebra, však bývají velmi štíhlé, čímž jsou náchylné ke ztrátě stability, [1], [2], [3]. Předmětem disertační práce autorky bude zkoumání vlivu ocelových pásnic na chování při ztrátě příčné a torzní stability hybridních nosníků složených ze skleněné stojiny a ocelových pásnic. V současné době byla dokončena 1. etapa výzkumu zaměřená na ztrátu příčné a torzní stability skleněných nosníků z jednovrstvého a vrstveného skla. Zároveň byl vytvořen numerický model provedených experimentů v programu ANSYS. EXPERIMENTY V experimentálním centru fakulty stavební ČVUT byly v roce 2007 provedeny zkoušky zaměřené na ztrátu příčné a torzní stability skleněných nosníků. Celkem bylo odzkoušeno 24 nosníků, z nichž polovina byla z jednovrstvého skla a druhá polovina ze skla vrstveného. V obou případech se jednalo o nosníky délky 3 m a výšky 360 mm vyrobené z plaveného skla. Tloušťky nosníků z jednovrstvého skla byly 8 mm (3 ks), 10 mm (6 ks) a 12 mm (3 ks), z vrstveného skla 2×8 mm (3 ks), 2×10 mm (6 ks), 2×12 mm (3 ks) s fólií tloušťky 1,52 mm. Nosníky byly kloubově uložené s převislými konci, které byly zatěžovány osamělými břemeny [4]. Zkoušené nosníky můžeme rozdělit na dvě sady, u nichž se lišilo schéma uspořádání experimentů. V první sadě (označeno varianta A) bylo bráněno vodorovnému posunu v místě působení břemen. Umožněn zde byl pouze svislý posun a pootočení kolem osy Z. Ve druhé sadě (označené varianta B) bylo v místě působišť břemen umožněno i pootočení kolem podélné osy nosníku a vodorovný posun. Tím bylo docíleno větší vodorovné deformace nosníku uprostřed rozpětí. Schéma uspořádání pro obě sady je patrné na obr. 1 [4]. Experimenty byly řízeny silou, zatěžování probíhalo po stupních s časovým intervalem 60 s. V průběhu experimentů bylo uprostřed rozpětí měřeno napětí pomocí fóliových tenzometrů, dále byl uprostřed rozpětí a u obou podpor měřen příčný posun a svislá deformace [4].

27


Obr. 1: Schématické uspořádání zkoušek (nahoře: varianta A, dole: varianta B) Fig. 1: Schematic test setup of experiments (top: variant A, bottom: variant B) U všech vzorků bylo patrné vějířovité porušení v tažené oblasti průřezu uprostřed rozpětí nosníku, viz obr. 2. Na rozdíl od jednovrstvého skla nedocházelo u skla vrstveného k roztříštění celé tabule skla, neboť střepy ulpívaly na PVB fólii. V tabulce 1 jsou uvedeny hodnoty získané při experimentech pro nosník z jednovrstvého skla tloušťky 8 mm [4].

Obr. 2: Typické porušení nosníku z jednovrstvého skla Fig. 2: Typical fracture of single layer glass beam

Tab. 1: Výsledky zkoušek Table 1: Results of the experiments

28

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 NUMERICKÝ MODEL Numerický model byl vytvořen ve výpočetním programu ANSYS verzi 11.0. Použity byly prostorové osmi-uzlové prvky SOLID45, se třemi stupni volnosti v každém uzlu (posuvy ve směrech x, y a z). Materiálový model skla byl zvolen lineárně izotropní s modulem pružnosti E = 70⋅103 MPa a Poissonovým číslem ν = 0,23. Délka prvku sítě byla zvolena 10 mm. Vzhledem k tomu, že bylo možné využít symetrii, byla modelována pouze polovina nosníku. Okrajové podmínky byly vytvořeny tak, aby odpovídaly provedeným experimentům (uspořádání dle varianty B). Nosník byl zatížen bodovými silami působícími proti směru osy Z. Dále byly vytvořeny dvě liniové podpory ve vzdálenosti 700 mm od okraje nosníku. První z nich bránila posunu ve směru osy Z. Druhá liniová podpora probíhala po výšce nosníku a bránila příčnému posunu, tedy posunu ve směru osy Y. Nosník byl modelován zakřivený, aby byly zohledněny geometrické imperfekce. Deformace byla ve tvaru sinusoidy s amplitudou L/400. Nejprve byl vytvořen model nosníku z jednovrstvého skla tloušťky 8 mm. Následně byla stejná vstupní data použita i pro nosník z jednovrstvého skla tloušťky 10 mm, aby se ověřila správnost modelu.

Obr. 4: Porovnání výsledků zkoušek a numerického výpočtu Fig. 4: Comparison of the experiments and numerical analysis

29

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Na obr. 4 jsou patrné výsledky numerického modelu v porovnání s experimenty. V horní části obrázku je zobrazena závislost příčného posunu na působící síle. V dolní části obrázku je zobrazeno napětí σx na tažené straně průřezu uprostřed rozpětí nosníku v závislosti na působící síle. Kromě výše popsaného modelu se zakřivením ve tvaru sinusoidy s amplitudou L/400, který nejlépe odpovídá vzorkům F8-01 a F8-03, jsou v grafu zobrazujícím závislost příčného posunu na působící síle uvedeny i výsledky pro model s amplitudou L/1000 a model zcela bez imperfekce. Z výsledků numerického modelu je zřejmé, že vzorek F8-02 měl menší počáteční zakřivení, než vzorky F8-01 a F8-03. Z grafů je také patrná velmi dobrá shoda naměřených hodnot při zkouškách s výsledky z numerického modelu. ZÁVĚR Plánované zkoušky prostě podepřených skleněných nosníků a nosníků hybridních, které budou tvořeny skleněnou stojinou a ocelovými pásnicemi, viz obr. 5, navazují na experimenty skleněných nosníků provedené v roce 2007, [4]. Na zkušební tělesa bude použito tepelně tvrzené sklo, které má vysokou pevnost v tahu za ohybu, jež je u skla rozhodující. Cílem připravovaných zkoušek bude porovnání chování skleněných nosníků a hybridních nosníků při ztrátě příčné a torzní stability.

Obr. 5: Schématické uspořádání připravovaných experimentů Fig. 5: Schematic test setup of prepared experiments OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS13/123/OHK1/2T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Luible A., Crisinel M.: Stability of Load Carrying Elements of Glass. Proceedings of the Conference Eurosteel 2005, Maastricht, Netherlands, 2005, ISBN 3-86130-812-6. [2] Belis J., Van Impe R.: Buckling-related Problems of Glass Beams. Glass & Interactive Building Envelopes, Final Report EU COST C13, 2007, IOS Press, pp. 169-176, ISBN 978-1-58603-709-3. [3] Kasper R., Sedlacek G.: Stability of Laminated Glass Beams. Glass & Interactive Building Envelopes, Final Report EU COST C13, 2007, IOS Press, pp. 177-187, ISBN 978-1-58603-709-3. [4] Heřmanová L., Eliášová M., Netušil M.: Experiments of glass structures subjected to bending. Eurosteel 2008 - 5th European Conference on Steel and Composite Structures, Brussel, 2008, pp. 929935, ISBN 92-0147-000-90.

30

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 INOVACE NOSNÝCH SENDVIČOVÝCH PANELŮ INOVATION OF SANDWICH PANELS Robert Jára Abstract The dissertation is focused on research and behaviour description of sandwich load bearing panels with polystyrene core. Pane surface is made of OSB boards which are connected to the core. Although the mechanical properties of core and boards are significantly different, their cooperation creates a useful lightweight floor structure for small and medium span. Load capacity of the panels depends on many factors. The behaviour of the panel is mainly influenced by reinforcing, which is performed mostly by means of the I-beam ribs or rectangular profile ribs. Another important factor is the imposition and fasteners. The most important detail is the foundation joint of panel to the base deck. The research is focused on investigation of the new anchoring of the shear walls. Key words: sandwich panel, joint, polystyrene, shear wall, load capacity

ÚVOD Dizertační práce je zaměřena na spoje, kotvení a popis chování výztužných stěn ze sendvičových panelů. Panely jsou tvořeny OSB deskou a polystyrénovým jádrem, přičemž polystyrénové jádro panelu musí mít dostatečně velkou smykovou tuhost pro zajištění nosné funkce panelu. OSB deska je vhodná pro využití na sendvičové panely z několika důvodů. Především má dobré mechanické vlastnosti k zajištění přenosu tlakových a tahových sil, zároveň je její povrch vhodný k provedení plošného lepeného spoje (pomocí jednosložkového PU lepidla) mezi deskou a polystyrénovým jádrem panelu. Z tepelně technických vlastností je podstatné, že deska je difúzně uzavřená, takže tvoří parobrzdu na interiérové straně skladby obvodových stěn. Při přelepení spár spojů mezi panely je docíleno vzduchotěsnosti objektu nízkoenergetických a pasivních objektů. Jádro sendvičového panelu zajišťuje přenášení smykových sil a současně plní tepelně izolační funkci panelu. Z toho důvodu je jádro sendvičových panelů vyrobeno z polyuretanu nebo polystyrénu a pro zlepšení tepelně technických vlastností se používá i polystyrén obohacený grafitem. Proto má stavební systém sendvičových panelů potenciál pro vícepodlažní dřevostavby. Z hlediska přenesení vodorovného namáhání konstrukce je nutné věnovat dostatečnou pozornost kotvení sendvičových panelů, a to hlavně u výztužných stěn. Způsob kotvení panelů má významný vliv na uspořádání vnitřních sil. Kritickým místem je přenos tahových reakcí v základové spáře. Z provedených experimentů vyplývá, že při vhodné úpravě detailu kotvení panelu přes spodní lemovací prvek panelu a základový práh lze dosáhnout u výztužných stěn vyšších únosností. SPOJE SENDVIČOVÝCH PANELŮ Při navrhování a provádění staveb je nezbytná znalost chování nejen samotných nosných prvků, ale i jejich spojů. Patří sem zejména otázka tuhosti dřevěné konstrukce, která je ovlivněna jednotlivými komponentami a jejich vzájemným propojením. Sendvičové panely je možné dle nejvíce používaných konstrukčních spojů rozdělit do tří skupin. První typem je spoj pomocí vloženého hraněného profilu. Tento detail je typický pro celý stavební systém (např. K-KONTROL), a to převážně u horizontálního napojení stěnových panelů. Další variantou vertikálních spojů stěnových panelů je vložený panýlek (joint), který nahrazuje vložený dřevěný prvek a umožňuje nepřerušovat tepelnou izolaci. Třetím typem spojení panelů je využití dřevěného I nosníku. Tato varianta ale vyžaduje jiné profilování polystyrénového jádra a spíše se využívá pro konstrukci krovů.

31

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Nedostatek znalosti fyzikálně mechanických vlastností a neznámé tuhosti jednotlivých spojů mohou vést k neefektivnímu přístupu při návrhu konstrukce. Na katedře ocelových a dřevěných konstrukcí Fakulty stavební ČVUT v Praze byl proto zahájen projekt zabývající se tuhostí a únosností lepených spojů sendvičových panelů s polystyrénovým jádrem. Disertační práce se soustředí také na chování nového způsobu kotvení panelů optimalizující ohybovou a smykovou tuhost a přenos tahových napětí. Důležitým prvkem celého stavebního systému jsou výztužné stěny, kde rozhodujícím prvkem je kotvení základového prahu a jeho spojení s panelem.

Obr. 1: Zkouška výztužné stěny Fig. 1: Test of shear wall EXPERIMENTY Klíčovým prvkem pro vícepodlažní budovy je ztužení nosné konstrukce a schopnost odolávat vodorovnému zatížení. Při srovnání jednotlivých typů konstrukčních systémů lze konstatovat, že z hlediska tuhosti jsou subtilní sloupkové konstrukce schopny oproti sendvičovým panelům méně odolávat vodorovnému zatížení. Z experimentů provedených na Fakultě stavební ČVUT v Praze vyplývá, že pro všechny typy výztužných stěn je kritickým místem spoj panelů, resp. svislé přikotvení stěnového dílce [1]. Zde stojí za zmínku přístup [2], který zavádí způsob výpočtu pouze pro rámové konstrukce opláštěné deskou s dostatečnou tuhostí v rovině desky pro přenesení smykového namáhání s využitím mechanických spojovacích prostředků. Předpokladem výpočtu je dokonalé vetknutí panelu a vytvoření rovnoměrného smykového toku v místě spojovacích prostředků mezi opláštěním a sloupkem, resp. prahem dřevěné konstrukce. Výsledkem výpočtu je vyšší únosnost, než experimentálně zjištěná pro sloupkový systém s opláštěním z OSB desek, [1]. Je nutné podotknout, že [2] neposkytuje žádný návod k posouzení výztužné stěny ze sendvičových panelů. Příprava autorových experimentů se opírala o normu [3], která není primárně určena pro sendvičové panely. Zatěžovací schéma provedených zkoušek výztužné stěny je znázorněno na obr. 1. Výztužnou stěnu tvořily dva sendvičové panely o šířce 1250 mm, spojené vloženým panýlkem (joint). Svislé a vodorovné zatížení výztužné stěny bylo realizováno pomocí hydraulických válců. Svislé konstantní liniové zatížení o hodnotě 5 kN/m simulovalo přitížení stěny od vlastní tíhy navazujících konstrukcí. Bodové stupňující se vodorovné zatížení bylo vnášeno do horního lemovacího dřevěného prvku až do porušení stěny. Kotvení sendvičových panelů bylo upraveno tak, aby nedocházelo k protlačení kotvících prvků prahem a tím bylo zabráněno nazdvižení panelu v místě tahového namáhání. Způsob porušení sendvičového panelu byl odlišný porušení odpovídajícího předpokladu rovnoměrného smykového toku po obvodu v místě olemování panelů. Kritickou oblastí je tahové namáhání lemovacího prvku panelu

32

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 kolmo na vlákna. Způsob přikotvení sendvičového panelu odpovídal prvnímu typu spojení panelů, jak je patrné na obr. 2, kde je do sendvičového panelu o tl. 120 mm vložený dřevěný prvek 38x88 mm. Na grafu č. 1 je znázorněný průběh pěti experimentů. Vyznačena je závislost vodorovné deformace na velikosti vodorovného zatížení stěny. Z naměřených hodnot lze konstatovat, že do 20 kN vodorovného zatížení nedocházelo k porušení výztužné stěny a průhyb rostl lineárně. Během zkoušky se kontroloval vodorovný posun stěny u horního nezatíženého a dolního okraje stěny a nadzdvižení stěny v místě tahového namáhání.

Obr. 2: Kotvení výztužné stěny Fig. 2: Anchorage of a shear wall V tab. 1 jsou uvedeny největší naměřené hodnoty vodorovného zatížení, při kterém došlo k porušení lemovacího hranolu panelu. K jinému poškození při zkoušce nedošlo. Pro vyhodnocení vodorovné tuhosti stěny podle vzorce (1) byly použity naměřené hodnoty z lineární oblasti a to 20% a 40% z maximálního zatížení FH,max. Hodnoty vodorovného průhybu v02 a v04 byly získány z rozdílu vodorovného posunutí v horním a dolním rohu nezatíženého okraje stěny.

,

(1)

kde R04=0,4 . FH,max R02=0,2 . FH,max

Tab. 1: Výsledky zkoušek výztužné stěny Table 1: Test results of shear wall Označení 0,2.FH,max FH,max [kN] vzorků [kN] sw-01 sw-02 sw-03 sw-04 sw-05

49,87 44,53 37,07 53,87 48,53

9,97 8,91 7,41 10,77 9,71

0,4.FH,max [kN]

v02 [mm]

v04 [mm]

R [N/mm]

19,95 17,81 14,83 21,55 19,41

2,18 1,95 1,44 2,71 2,23

5,50 4,81 4,51 6,58 6,86

3004 3115 2412 2786 2098 2863

Průměr

Průměrná hodnota vodorovné tuhosti stěny ze sendvičových panelů je R=2863 N/mm. Únosnost při kolapsu odpovídá průměrné hodnotě FH,max,mean=46,77 kN a v charakteristické hodnotě s 5% kvantilem FH,max,0,05=33,89 kN. Ze získaných výsledků a způsobu porušení výztužných stěn lze konstatovat, že při posílení kotvení základové prahu a posílením lemovacího prvku např. ocelovými třmeny bude možné navýšit hodnotu únosnosti ještě řádově o 5-10%. Nejslabším místem stěny je dolní lemovací dřevěný prvek panelu.

33

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 V rámci projektu se autor chce zaměřit především na detail kotvení výztužných stěn, především na lemovací dřevěný prvek panelu a kotvení základového prahu. Inovace spoje sendvičových panelů spočívá v úmyslu zvýšit únosnost kotvení v základové spáře a zároveň zvýšit ohybovou tuhost spojení panelu a dolního lemovacího prvku. Za tímto účelem jsou připravovány užitné vzory.

Graf 1: Zkouška výztužné stěny K-KONTROL Graph 1: Test of shear wall K-KONTROL

ZÁVĚR Mezi hlavní cíle disertační práce autora patří návrh a ověření nového typu kotvení sendvičových panelů, které zajistí přenos tahových sil vznikajících v základové spáře výztužných stěn. Nové kotvení zvýší ohybovou tuhost spoje v místě kotvení panelu. Z dosud provedených experimentů lze vyvodit, že vodorovná tuhost a únosnost jsou u sendvičových panelů výrazně vyšší než u sloupkového systému. Je ale potřeba věnovat pozornost kotvení sendvičové stěny resp. přenosu tahového napětí z pláště panelu do základového prahu přes lemovací prvek panelu. Vhodnou úpravou tohoto kritického místa lze dosáhnout vyšší využitelnosti toho stavebního systému pro vícepodlažní dřevostavby. V současné době probíhá registrace dvou užitných vzorů. Podání diplomové práce se předpokládá v roce 2015. OZNÁMENÍ Tento příspěvek byl zpracován za podpory projektu SGS12/121/OHK1/2T/11 „Nový typ spoje sendvičových panelů.“ LITERATURA [1] Brandejs R.: Příčná tuhost dřevostaveb, disertační práce, Fakulta stavební ČVUT v Praze, 2005, s. 36-88 [2] ČSN EN 1995-1-1 Eurokód 5: Navrhování dřevěných konstrukcí - Část 1-1: Obecná pravidla Společná pravidla a pravidla pro pozemní stavby, ÚNMZ, Praha 2006 [3] ČSN EN 594 Dřevěné konstrukce - Zkušební metody - Výztužná únosnost a tuhost stěnových panelů s dřevěným rámem, ÚNMZ, Praha 2011 [4] ČSN EN 408+A1: Dřevěné konstrukce – Konstrukční dřevo a lepené lamelové dřevo – Stanovení některých fyzikálních a mechanických vlastností, ÚNMZ, Praha 2012

34

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 LOKALIZACE PORUCH SPŘAŽENÝCH MOSTŮ POMOCÍ MODÁLNÍ ANALÝZY LOCATING OF DAMAGE IN COMPOSITE BRIDGES USING MODAL ANALYSIS Jan Marek Abstract Modal analysis is a powerful diagnostic tool; it is capable to determine examined structures properties in fast and economy way. Main problem is how to use large amount of data usually gained by MA test. This paper gives an overview of developed methods of detecting and locating damages in bridges. By using the verified FE model of composite beam bridge it will be determined how the structural or other damage will affect the results of MA test and examined the efficiency of presented methods. The conclusion should be instruction how to locate and identify probable damage from results of MA test by using most proper method. Key words: composite bridge, modal analysis, condition assessment, damage detection method

ÚVOD Modální analýza jako inženýrská disciplína v oblasti kmitání a vibrací, dynamického chování prvků a konstrukcí má dlouhou tradici, přesto stále není její potenciál v oblasti mostního stavitelství plně využíván. Přítomnost jakéhokoli poškození mostu obecně mění jeho modální charakteristiky (vlastní frekvence, vlastní tvary, křivosti vlastních tvarů, frekvence tlumení, logaritmický dekrement útlumu atd.), a proto je měření těchto charakteristik rychlou a relativně jednoduchou metodou detekce poškození. SOUČASNÝ STAV Shrneme-li světový výzkum do roku 2013, dojdeme k závěru, že porucha v konstrukci se sice ve vlastních frekvencích projeví, ale ke stanovení místa a velikosti poškození analýza vlastních frekvencí nestačí. Proto bylo navrženo velké množství metod, jak poruchy detekovat na základě výsledků záznamu kmitání, jak z dynamických zkoušek, tak z dlouhodobého sledování konstrukcí. Studie a vědecké práce prezentované ve světě se, až na výjimky, zabývají mosty betonovými, často s předpětím. Analýzy mostů ocelobetonových spřažených jsou prováděny převážně pouze u mostů větších rozpětí, nebo u mostů ocelových zavěšených a visutých. Dynamické analýzy spřažených mostů menších rozpětí nejsou dosud časté, i přesto, že takových mostů je nejen v ČR velké množství. METODY DETEKCE PORUCH MOSTŮ První studie o využití vibračních charakteristik konstrukce k detekci poruch byla publikována ve 40. letech minulého století [7]. Od této doby až dodnes bylo publikováno mnoho metod využití modální analýzy jako nástroje pro detekci poruchy konstrukce, v tomto případě mostu. Autor příspěvku se věnuje nejvíce známým metodám, a těm, které by mohly skrývat největší potenciál při aplikaci na detekci poruch mostních konstrukcí. Monitorování stavebního stavu by mělo být implementováno do procesu strategie údržby mostních konstrukcí. Na základě této strategie je navržena klasifikace metod detekce poruch [6] dle následujícího rozdělení: 1) 2) 3)

úroveň – metody umožňující detekci poruchy úroveň – metody schopné lokalizace poruchy úroveň – metody stanovující vážnost poruchy

35

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 4)

úroveň – metody udávající zbytkovou životnost poškozené konstrukce

Nejvíce úsilí bylo dosud ve světovém výzkumu věnováno metodám 2. a 3. úrovně, bylo navrženo široké spektrum metod, ovšem většina zatím nefunguje spolehlivě pro všechny scénáře možného poškození. PŘEHLED POUŽÍVANÝCH METOD A PODMÍNKY JEJICH POUŽITÍ Metody založené na numerickém modelu, jeho identifikaci pomocí MA: 1) MAC (Modal Assurance Criterion) Porovnává dva vlastní tvary, např. vypočtený a naměřený, výsledkem je pouze koeficient korelace. Tento koeficient je zprůměrován pro všechny uzly zahrnuté do výpočtu, takže porucha, která má lokální vliv pouze na některé uzly, se v MAC neprojeví, a tak je pro lokalizaci poruchy nepoužitelný. 2) Změna frekvencí Porovnává pouze jednotlivé frekvence, je dlouho známou a ověřenou metodou, z množství publikovaných prací vyplývá, že změna frekvencí i pro velké poškození zřídka překročí několik procent, což může být méně než nepřesnost měření způsobená vnějšími vlivy a okrajovými podmínkami. Navíc i indikovaná porucha ze změny frekvencí je pro lokalizaci nepoužitelná. Tuto metodu lze použít v kombinaci s jinými, především jako předběžné posouzení, protože její vyhodnocení je velmi nenáročné. 3) Koeficient COMAC (COMAC method) Metoda založená na korelaci vektorů vlastních tvarů. Protože výsledkem jsou hodnoty v jednotlivých uzlech konstrukce, může být pro lokalizaci poruchy užitečná, ale dosavadní výzkum prokázal, že dostatečně přesné výsledky poskytuje pouze v případě velkého poškození, navíc pokud je konstrukce poškozená na více místech, metoda je nepoužitelná. V některých specifických případech může detekovat poruchu v místě, které porušené není. 4) Metoda křivosti (Curvature method) Parametr křivosti vlastního tvaru je stanoven jako druhá derivace součtu pořadnic vlastních tvarů po délce konstrukce, bylo zjištěno, že tento parametr je úměrný ohybové tuhosti konstrukce. Tedy pokud nastane porucha, změní se ohybová tuhost konstrukce v daném místě a to se projeví v křivosti vlastního tvaru v místě poruchy. Tato metoda byla úspěšně aplikována na reálné konstrukce, na kterých byly vytvářeny poruchy. Nevýhodou metody je potřebná „hladkost“ naměřeného vlastního tvaru, z toho vyplývající potřeba naměřená data sekundárně zpracovávat, což může způsobit ztrátu informace o poruše nebo naopak zveličení nepřesnosti měření a detekci neexistující poruchy. Tento problém nebyl dosud vyřešen. 5) Damage Index (DI) Method Tato metoda počítá změnu vnitřní energií nosníku v deformovaném, tedy vlastním tvaru. Hodnota této energie se může měnit, i když tuhosti nosníku po délce jsou konstantní. Aplikovaná metoda funguje velmi dobře, ale trpí obdobnými nedostatky jako metoda křivosti, protože závisí na přesnosti naměření vlastních tvarů a jejich dostatečné hladkosti. 6) Změna matice dynamické poddajnosti (Flexibility change method) Jak napovídá název, metoda počítá rozdíly mezi maticí modální poddajnosti (matice dynamické poddajnosti) u porušené a neporušené konstrukce. Tato metoda aplikovaná na reálné a numerické modely vykazuje dobré výsledky, nicméně bylo prokázáno, že největší změna matice nemusí být ve shodě s místem poruchy, naproti tomu ale metoda netrpí citlivostí na šumy a nepřesnosti ve stanovených vlastních tvarech.

36

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 7) Změna matice dynamické tuhosti (Stiffness change method) Tato metoda podobně jako předchozí uvažuje změnu v prvcích matice, zanedbává ale při své aplikaci změnu matice hmotnosti, což by u některých typů poškození mohlo vést k zavádějícím výsledkům. Obě tyto metody vykazují nejlepší výsledky při použití normalizovaných vlastních tvarů podle hmotnosti. Změna matice dynamické tuhosti navíc zvyšuje svou přesnost, pokud jsou do výpočtu zahrnuty vyšší vlastní tvary. Metody, které nepoužívají numerický model konstrukce, analyzující signál zaznamenaný v čase: 1) Hoelder exponent Hoelderův exponent, též Lipschitzův exponent, je důležitým nástrojem pro měření regularity zaznamenaného signálu. Regularita je stupeň vyjadřující, kolikrát je funkce derivovatelná (funkce, která aproximuje zaznamenaný signál). Poškození v konstrukci mění její dynamické vlastnosti tak, že Hoelderův exponent je v oblasti blízké poškození výrazně jiný, než v částech nepoškozených. Výpočet tohoto koeficientu je náročný na výpočetní čas, navíc při analýze signálu pomocí Fourierovy transformace se ztrácí informace o poloze poškození, proto je výhodnější použít vlnkovou transformaci (Wavelet transform), která je schopná zpracovávat signál jak ve frekvenční, tak ale i v časové či prostorové oblasti. 2) Wavelet Packet Signature method (WPS) Tato metoda analyzuje zaznamenaný signál, tedy průběh kmitání v časové oblasti, namísto zpracování Fourierovou transformací používá dekompozici pomocí vlnkových paketů, tzv. Wavelet packet transform (WPT). Pro dekomponované funkce pomocí tzv. Shanonovy metody určuje jejich energie a ty porovnává s originální energií signálu. Tento poměr je označován jako WPS, wavelet packet signature. Tato metoda je velice efektivní, je více tolerantní k šumu a nekvalitám signálu než ostatní vlnkové metody, její hlavní nevýhodou je velmi vysoká náročnost na výpočetní čas pro WPT. 3) CWT-DI method Tato metoda spojuje vlastnosti metody Damage index a metody CWT, kde CWT lze považovat za ekvivalentní funkci k druhé derivaci analyzovaného signálu, který byl vyhlazen pomocí mateřské vlnkové funkce, mother zavelet. Vyhlazením signálu může dojít ke ztrátě informace o poruše, proto je účinnost této metody spojená s výběrem mateřské vlnkové funkce. VYUŽÍTÍ METOD POMOCÍ MODÁLNÍ ANALÝZY Předpokladem využití modální analýzy jako nástroje detekce poruchy konstrukce mostu je provedení zkoušky opakovaně, na nepoškozeném (nejlépe novém) mostě a poté v průběhu životnosti opakování zkoušky (například na poškozeném, nebo jen prověřovaném mostě) a porovnání výsledků. Z výše vypsaných metod některé pracují pouze s jedním stavem konstrukce, aplikací těchto metod na naměřená data by mělo být možné detekovat poruchu pouze z poškozeného stavu bez porovnání. Jedná se o metodu křivosti a metody založené na vlnkové analýze (wavelet analysis method, WPS) a vlnkové transformaci (wavelet transform). VÝZKUM Autor provádí aplikaci některých prezentovaných metod lokalizace poruch na validovaném numerickém modelu, včetně porovnání výsledků s výsledky získanými z experimentu provedeného v rámci výzkumného projektu [2]. Na numerickém modelu silničního spřaženého trámového mostu bude provedena MA s namodelovanými poruchami. Tento model je převzat z výzkumného projektu [2], byl verifikován s využitím experimentů provedených v roce 2001 na mostě přes D5 ve Vráži u Berouna. Vizualizace modelu je na obrázku 1.

37


Obr. 1: Vizualizace deskostěnového modelu mostu ve Vráži u Berouna Fig. 1: Visualization of shell element model of bridge near Vráž u Berouna Na tomto verifikovaném modelu bude provedena parametrická studie vlivu strukturálního poškození na výsledky MA a analýza citlivosti metod detekce a lokalizace poruch. Na základě výběru nejběžnějších závad budou dále modelovány stavební stavy reprezentující skupiny poškozených konstrukcí: 1) 2) 3) 4) 5)

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

ZÁVĚR Výsledkem výzkumu bude metodika, pomocí které bude možné aplikací nejvhodnější metody detekce poruchy z výsledků modální zkoušky lokalizovat jak pravděpodobnou polohu poškození, tak druh závady. To by mělo usnadnit diagnostiku mostních konstrukcí, hodnocení stavebního stavu a umožnit odhalení skrytých poškození. LITERATURA [1] Rotter T., Polák M., Král J.: TP 215 Využití experimentální modální analýzy pro návrh, posouzení, opravy, kontrolu a monitorování mostů pozemních komunikací. MD ČR, 2009 [2] Rotter T.: Využití modální analýzy pro hodnocení mostních konstrukcí. ČVUT v Praze, 2004 [3] Ryjáček P.: Dizertační práce: Půdorysně zakřivené ocelobetonové mosty. ČVUT v Praze, 2003 [4] Maia N. M. M., Silva J. M. M., et al: Theoretical and Experimental Modal Analysis. Taunton, Somerset, Research Studies Press Ltd., 1997 [5] Salgado R. E.: Damage Detection Methods in Bridges through Vibration Monitoring: Evaluation and Application, dizertační práce University of Veracruz, 2008 [6] Rytter A.: Vibration based inspection of civil engineering structures, dizertační práce Department of Building Technology and Structural Engineering, Aalborg University, 1993 [7] Kirmser P. G.: The effect of discontinuities of the natural frequency of beams, Proc. American Society for Testing Materials, Philadelphia, 1944

38

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 VLIV TVÁŘENÍ ZA STUDENA NA PEVNOSTNÍ CHARAKTERISTIKY KOROZIVZDORNÝCH OCELÍ INFLUENCE OF COLD-FORMING ON STAINLESS STEEL MATERIAL PROPERTIES Jan Mařík Abstract The paper presents a research focused on more effective structural design of cold-formed stainless steel sections. The cold-forming process causes significant strength enhancement, especially for yield strength but also for ultimate tensile strength. Sophisticated proposals were published for prediction of these material properties, but there is no formula or model describing the whole stress-strain diagram after cold-forming. Especially the non-linearity of the diagram initial part is important due to its influence on the stiffness, which can affect member buckling or distribution of internal forces. The research is focused on the stress strain diagram description after the section cold-forming, which can be used for all groups of structural stainless steel grades. Experiments with virgin and cold-formed material will be carried out. The results will serve for analytical model calibration and development of predictive formulas, particularly for parameters of material nonlinearity. Key words: stainless steel, cold-forming, stress-strain, tensile coupon test, strength enhancement

ÚVOD Za studena tvářené průřezy jsou pro korozivzdorné oceli ve stavebnictví typickým prvkem [1]. Kvůli několikanásobně vyšší ceně korozivzdorných ocelí vůči ceně běžných uhlíkových ocelí je efektivní návrh konstrukcí z těchto ocelí velice žádoucí. Tvářením vznikají velké plastické deformace, které vedou k výraznému zvýšení meze kluzu a meze pevnosti, doprovázenému snížením tažnosti. Zvýšení meze kluzu může být až 100%. Snížení tažnosti zpravidla nebývá významné, protože tažnost nejběžněji používaných korozivzdorných ocelí je obecně vysoká. V posledních 10 letech se stanovením zvýšené meze kluzu a pevnosti v místech rohů i rovných částí zabývala řada vědeckých týmů a dospěly k různým formám vyjádření závislosti těchto pevností. Např. Rossi [2] uvádí vztahy pro otevřené průřezy U včetně různých úhlů tváření rohů. Závislost pevnostních charakteristik na původní mezi pevnosti a míře tváření profilu je popsána v [3]. Nicméně popis celého pracovního diagramu materiálu v závislosti na míře plastické deformace doposud chybí. Jedná se o odvození vztahu pro popis závislosti smluvních pevnostních charakteristik po plastické deformaci a zvláště určení parametrů nelinearity diagramu. Odvození takové závislosti pro ve stavebnictví běžné třídy korozivzdorných ocelí je cílem disertační práce autora. Doplnění vztahů o míru nelinearity může pomoci výstižněji stanovit vliv na tuhosti prvků, což se projeví např. u prvků vystavených možné ztrátě stability. EXPERIMENTY Experimentální program slouží k získání vlastností ocelí před tvářením a po vyvození plastických deformací. Jeho výsledky budou použity pro kalibraci vztahů popisující zejména počáteční fázi pracovního diagramu tvářených prvků a to pro feritické, austenitické, duplexní (austeniticko-feritické) a lean-duplexní (nízkolegované duplexní) korozivzdorné oceli. V první fázi probíhají materiálové zkoušky tahem dle ČSN EN ISO 6892-1 [4] na plochých vzorcích (obr. 1) z plechu ocelí 1.4003 (feritická), 1.4404 (austenitická), 1.4462 (duplexní) a 1.4162 (lean-duplexní), přičemž je stanoven počáteční modul pružnosti, smluvní mez kluzu, mez pevnosti, míra nelinearity (pro RambergOsgoodův diagram i dvoustupňové diagramy). Měření poměrné deformace je provedeno pomocí dvojice tenzometrů pro počáteční fázi a extenzometrem pro záznam celého pracovního diagramu. Tyto

39

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 tahové zkoušky jsou prováděny ve směru kolmém na válcování i ve směru totožném se směrem válcování plechu.

Obr. 1: Geometrie plochých vzorků pro tahovou zkoušku Fig. 1: Geometry of the flat coupons V další fázi bude na stejných plochých vzorcích vyvozena různá míra plastické deformace a poté provedena opět tahová zkouška k zachycení pracovního diagramu již tvářeného prvku opět v obou směrech s ohledem na směr válcování plechu. Následně dojde k vyvození plastických deformací v širokém pásu plechu. K tomuto účelu byl vytvořen přípravek (obr. 3), který umožňuje vyvodit v plechu po jeho šířce rovnoměrné přetvoření ve střední části, ze které bude dále vyříznut vzorek pro tahovou zkoušku. Tak bude vyzkoušen vzorek, u kterého byla vyvozena plastická deformace příčně na směr zkoušky. Zkušební těleso bylo navrženo s pomocí modelu v software Abaqus. Geometrie byla zvolena s ohledem na co nejrovnoměrnější přetvoření po šířce tělesa a výkon trhacího stroje. Rovnoměrnost poměrné deformace po tloušťce a šířce plechu byla následně ověřena i pomocí fóliových tenzometrů při natahování vzorku (obr. 2).

Obr. 2: Numerický model rozložení napětí na zkoušeném vzorku Fig. 2: Stress distribution numerical model of tested specimen

40


Obr. 3: Zařízení pro vyvození plastických deformací příčných vůči směru následující tahové zkoušky Fig. 3: Device for plastic strain induction transverse to the direction of subsequent coupon test

Obr. 4: Schéma uspořádání zkoušky pro vyvození plastické deformace Fig. 4: Test set-up for plastic strain induction Dále budou vyrobeny ohýbané úhelníky z plechů s několika poloměry a úhly ohnutí, které budou následně podrobeny tahové zkoušce tak, aby byl zachycen celý pracovní diagram. Správnost analytického modelu bude také ověřena na tahových zkouškách vzorků ze za studena válcovaných kruhových trubek a uzavřených čtvercových profilů.

41


Obr. 5: Pracovní diagram feritické a duplexní oceli Fig. 5: Stress-strain diagram of ferritic and duplex steel ZÁVĚR Cílem disertační práce je odvodit predikční vztahy pro stanovení pracovního diagramu za studena tvářených průřezů pro běžné druhy korozivzdorných ocelí, které zpřesní návrh konstrukcí a umožní jejich efektivnější využití. Jedná se zejména o stanovení parametrů nelinearity v počáteční fázi pracovního diagramu mechanicky zpevněných prvků. Toho bude dosaženo pomocí analytického modelu popisujícího anizotropní chování materiálu. Model bude založen na sérii tahových zkoušek plasticky tvářeného materiálu (příčný i podélný směr) a ověřen na zkouškách profilů tvářených na lisu (úhelník) i za studena válcovaných (kruhová a čtvercová trubka). OZNÁMENÍ Výzkum, jehož teze a předpoklady se prezentují v tomto příspěvku, je podporován grantem SGS12/123/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Euro Inox: Design Manual for Structural Stainless Steel Third Edition, The Steel Construction Institute, 2006. [2] Rasmussen, K. J. R.: Full-range stress-strain curves for stainless steel alloys, Journal of Constructional Steel Research 59, 2003, p. 47-61. [3] Rossi, B., Boman, R., Degée, H.: Effects of the roll forming process on the mechanical properties of thin-walled sections made from non linear metallic materials, Proceedings Thin-Walled Structures conference, Vol. 2, 2011, p. 633-640. [4] ČSN EN ISO 6892-1: Kovové materiály – zkoušení tahem – Část 1: Zkušební metoda za pokojové teploty, ČNI, Praha, 2009

42

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 ZTRÁTA PŘÍČNÉ A TORZNÍ STABILITY NOSNÍKŮ ŠTÍHLÝCH PRŮŘEZŮ ZA ZVÝŠENÉ TEPLOTY LATERAL TORSIONAL BUCKLING OF BEAMS OF CLASS 4 CROSS-SECTION AT ELEVATED TEMPERATURE Martin Prachař Abstract This paper describes continuing research in behaviour of laterally unrestrained beams (I or H section) of Class 4 constant or variable cross-sections at elevated temperatures. Preparation and design of experiments is described. The design of the test set-up was made by FE modelling and the experiments followed. The test results are given. Future numerical investigation is planned for full understanding of the fire behaviour of steel members of Class 4 cross-sections considering both welded and hotrolled I or H shape profiles. Key words: steel structure, beam, slender section, lateral torsional buckling, fire test ÚVOD Současná norma EN 1993-1-2 [1] obsahuje jednoduchá pravidla pro stanovení únosnosti průřezu třídy 1 až 3 za požáru. Tato pravidla byla odvozena na základě mnoha experimentálních dat a provedených numerických simulací. Stanovení momentové únosnosti příčně nepodepřeného nosníku průřezu třídy 1 až 3 za zvýšené teploty vychází ze stejných pravidel jako návrh za běžných teplot podle EN 1993-1-1 [2]. Na rozdíl od této normy se při zvýšené teplotě používá pouze jedna křivka klopení pro všechny typy průřezů. Informativní příloha E normy EN 1993-1-2 [1] doporučuje použít pro průřezy třídy 4 stejná návrhová pravidla s použitím meze kluzu odpovídající 0,2% trvalé deformace. V současné době je nemožné pro nedostatek experimentálních dat publikované numerické výsledky [3] použít k odvození nových návrhových vztahů. Proto je další výzkum v oblasti ztráty příčné a torzní stability nosníků velmi štíhlých průřezů za zvýšených teplot nezbytný. Prezentovaná práce zahrnuje též nosníky s náběhem. Pro ty jsou, byť v omezené míře, v Eurokódu uvedeny postupy stanovení únosnosti na klopení za běžné teploty. Doposud však nebylo ověřeno, zda se tato pravidla dají s uvažováním redukce materiálových vlastností použít i pro návrh za požáru. POPIS EXPERIMENTU

Obr. 1 Schéma zkoušky

Obr. 2 Příčné podpory

Fig. 1 Test scheme

Fig. 2 Lateral restraints

Celkem byly v průběhu července až srpna 2012 provedeny tři zkoušky v Experimentálním centru ČVUT (schéma zkoušky je na obr. 1.). Dvě na nosníku s konstantním průřezem a jedna na nosníku s lineárně proměnnou výškou průřezu. Popis zkoušených prutů a jejich průřezů je uveden v tabulce 1. Teplota, na kterou byl trám během experimentu zahřát, byla volena s ohledem na nejvýraznější změnu poměrné štíhlosti při použití redukovaných materiálových vlastností.

43


Tab. 1 Testované průřezy (viz obr. 3) Table 1 Tested section (see Fig. 3) Číslo testu

Obr. Figure

Test 1 IS460/150/4/5

3a

Test 21 IS460/150/4/7

3b

Test 3 IS585-495/150/4/5

3c

POZNÁMKY

a)

Stojina* Web

Pásnice* Flange

Teplota Temp. [°C] 450

1,06

0,86

Třída 3

450

1,08

0,88

λ P = 0 , 69 Třída 4

650

Třída 4

Třída 4

−

λ P = 1, 07 Třída 4 −

λ P = 1, 01 Třída 4 −

Poměrná štíhlost při klopení Non-dimensional slenderness ** ***

−

λ P = 0 , 96 −

−

**

λ P = 1,17 − 1, 42 λ P = 0 , 96 Klasifikace průřezu - dle EN 1993-1-2 Poměrná štíhlost - dle EN 1993-1-5 λ p = (b t ) ( 28,4ε k σ ) Redukce materiálových vlastností dle EN 1993-1-2 tab. 3. 1. λ LT ,θ = λ LT (k y ,θ / k E ,θ ) 0,5

***

Redukce materiálových vlastností dle EN 1993-1-2 Příloha E λ LT ,θ = λ LT ( k p ,0 , 2 ,θ / k E ,θ ) 0,5

1

Aby se zabránilo selhání vlivem smyku, byla v boční nezahřívané části použita stojina tloušťky 5 mm namísto 4 mm

*

b)

c)

Obr. 3 Průřez: (a) Test 1; (b) Test 2; (c) Test 3 Fig. 3 Cross-section: (a) Test 1; (b) Test 2; (c) Test 3 Samotný experiment spočíval ve zkoušce prostě podepřeného nosníku zatíženého symetricky dvojicí sil. Nosník byl zkoušen v tzv. ustáleném stavu (steady state) což znamená, že zatížení bylo aplikováno až po zahřátí na požadovanou teplotu. Nosník byl zahříván pomocí 24 keramických deček (obr. 4), kde teplota byla sledována po celou dobu experimentu v různých částech nosníku s použitím 24 termočlánků. Zatěžování bylo řízeno deformací s konstantním nárůstem 3,5 mm za minutu. Konečná deformace pro ukončení experimentu byla stanovena na 50 mm. Stejný postup byl použit pro všechny tři vzorky.

Obr. 4 Rozmístění keramických deček a termočlánků Fig. 4 Layout of flexible ceramic pads and thermocouples Před samotným experimentem byly po umístění nosníku na podpory zaměřeny jeho geometrické imperfekce pomocí laserového skenovaní a ručním měřením. Laserové skenování bylo použito pro stanovení globálních a lokálních imperfekcí. Ručním měřením byly zkontrolovány rozměry nosníku a amplitudy lokálních imperfekcí tlačené části stojiny a horní pásnice. Přípravky pro experiment respektují okrajové podmínky použité v numerické simulaci (viz dále). Obr. 3 znázorňuje příčné držení horní a spodní pásnice v místě vnášení zatížení (na krajích zahřívané části). Požadované funkce koncových bodových podpor bylo dosaženo použitím ocelového ložiska umístěného mezi dvojici plechů. Obě podpory umožňují volné natáčení koncových průřezů nosníku a jedna podpora omezuje

44

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 posun ve všech směrech, obr 5. Druhá podpora umožňuje krom natočení také posun v podélném směru nosníku, obr. 6.

Obr. 5 Pevná podpora Fig. 5 Fixed pin point support

Obr. 6 Posuvná podpora Fig. 6 Free pin point support PŘEDBĚŽNÁ NUMERICKÁ SIMULACE V první fázi byl pro kalibraci experimentu vyhotoven předběžný numerický model jednoho z nosníků v programu ABAQUS [4] za použití deskostěnového modelu. Geometrie nosníku byla rozdělena na čtyřhranné elementy typu S4, které umožňují plnou integraci. Jako tvar počátečních imperfekcí pro nelineární plasticitní analýzu (GMNIA) byl použit nejnižší globální resp. lokální způsob vybočení ze stabilitní analýzy. Amplitudy imperfekcí byly uvažovány následovně: • •

globální = L/1000 (kde L = 2800mm - vzdálenost příčných podpor) lokální = B/200 (kde B = 150mm - šířka pásnice)

Předběžný numerický model měl určit dosažení ztráty příčné a torzní stability. Byly vyzkoušeny různé okrajové podmínky a způsoby zatěžování včetně ověření vlivu různých tlouštěk koncových výztuh a výztuh v místě vnášení zatížení. Na základě těchto simulací byly navrženy bodové podpory (pouze jeden uzel). V příčném směru nosníku obě pevné, z důvodu snazšího provedení během experimentu, v podélném směru jedna pevná a druhá posuvná. Takto navržené bodové podpory umožnily volné natáčení konců nosníku, takže bylo možno na modelu dospět ke kýženému způsobu porušení. V místě vnášení zatížení bylo zabráněno příčnému posunu na spodní a horní pásnici. Zvýšená teplota byla uvažována pouze ve středním poli, krajní pole a výztuhy byly uvažovány teplotou 20°. MĚŘENÍ DEFORMACÍ Deformace byly měřeny pomocí potenciometrů. Dva byly použity v místě vnášení zatížení jako kontrola hodnoty deformace z lisu. Další čtveřice potenciometrů sloužila pro stanovení svislého (VD) a vodorovného (HD) posunu spodní pásnice ve středu rozpětí a stanovení natočení průřezu (R) v tomto místě, obr. 7. Naměřené hodnoty odpovídaly relativním hodnotám posunů, zkresleným vlivem natočení a průhybu nosníku. Reálné hodnoty bylo třeba dopočítat, obr. 8 až 10.

45


Obr. 7 Měření posunů ve středu rozpětí Fig. 7 Measurement of displacement at midspan

Obr. 9 Vodorovný posun ve středu rozpětí Fig. 9 Horizontal deflection at midspan

Obr. 8 Svislý posun ve středu rozpětí Fig. 8 Vertical deflection at midspan

Obr. 10 Natočení ve středu rozpětí Fig. 10 Rotation at midspan

ZÁVĚR Článek popisuje přípravu, realizaci a výsledky zkoušek prostých nosníků velmi štíhlých průřezů vystavených ztrátě stability za ohybu při zvýšené teplotě. V současné době probíhá na základě těchto experimentálních dat validace numerických modelů a příprava parametrické studie. V numerickém modelu byly oproti předběžné numerické simulaci použity skutečné hodnoty imperfekcí, průběhu teploty a materiálových charakteristik. V rámci další numerické studie bude ověřen vliv jednotlivých parametrů na únosnost nosníku. Mezi parametrizované veličiny budou patřit štíhlosti jednotlivých částí průřezu, vzdálenost mezi příčným podepřením, způsob uložení konců, průběh momentu, poloha zatížení, mez kluzu oceli a teplota. Cílem disertační práce je připravit na základě výsledků experimentu a parametrické studie návrhový model pro výpočet momentové únosnosti při ztrátě příčné a torzní stability nosníků otevřeného průřezu třídy 4. PODĚKOVÁNÍ Výzkum, jehož výsledky SGS2013/124/OHK1/2T/11

jsou

prezentovány

v tomto

příspěvku,

je

podpořen

grantem

LITERATURA [1] EN 1993-1-2, Eurocode 3: Design of steel structures-Part 1-2: General rules structural fire design. CEN Brussels, 2005. [2] EN 1993-1-1, Eurocode 3: Design of steel structures - Part 1-1: General rules and rules for buildings. CEN Brussels, 2005. [3] Renaud C., Yhao B.: Investigation of Simple Calculation Method in EN 1993-1-2 for Buckling of Hot Rolled Class 4 Steel Members Exposed to Fire. Proc. 4th Conf. SiF´06 Structures in Fire, Vol. 2, Aveiro, 2006, pp. 199-211 [4] Hibbitt D., Karlsson B., Sorenses P.: ABAQUS - Analysis user’s manual 6.10. Providence, 2010

46

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 DŘEVOBETONOVÝ STROP S ROZPTÝLENOU VÝZTUŽÍ ZA POŽÁRU TIMBER-FIBRE CONCRETE COMPOSITE FLOOR IN FIRE Eva Caldová Abstract Timber-concrete composite structures are becoming very important because they are widely used as an effective method for refurbishment of existing timber floors and for floors of new multi-storey timber houses. The reinforcement of the concrete slab is necessary, but leads to a large slab thickness. Therefore it is reasonable to replace the usual reinforced concrete by steel fibre reinforced concrete. One of the most important requirements of these structures is fire resistance. This paper presents the experimental work of testing timber-fibre concrete composite floors at ambient and elevated temperature. Furnace test was performed on one full-size floor specimen at the Fire testing laboratory PAVUS. It was subjected the standard fire for over 150 min. The membrane effect of the floor was progressively activated. Material properties tests were made at ambient and elevated temperature. There were detected tensile strength and ductility of fibre reinforced concrete. Key words: timber, fibre reinforced concrete, fire test, furnace

ÚVOD Dřevobetonové konstrukce s rozptýlenou výztuží se v pozemním stavitelství uplatňují v bytové výstavbě a u rekonstrukcí. Hlavní výhodou oproti klasické železobetonové desce je snížení zatížení od vlastní tíhy stropní konstrukce vlivem snížení tloušťky desky [1]. Betonová deska s rozptýlenou výztuží má v porovnání s klasickou železobetonovou deskou menší dotvarování a smršťování, zlepšuje odolnost vrchních vrstev proti opotřebení, houževnatost a trvanlivost. Spřažené dřevobetonové stropní konstrukce přenášejí zatížení svojí ohybovou tuhostí. Při velkých průhybech, které nastanou při požáru, se aktivují membránové síly. Vliv požáru na membránové chování stropní konstrukce je pozitivní, protože deska se za zvýšených teplot deformuje od teplotního gradientu a větší průhyb má při membránovém působení pozitivní vliv na únosnost. Při přechodu desky z momentového působení na membránové se zvětšuje únosnost desky [2]. Cílem tohoto článku je popis experimentálního výzkumu spřažených dřevobetonových konstrukcí tvořených betonovou deskou s rozptýlenou výztuží a dřevěnými nosníky z lepeného lamelového dřeva, spojených šrouby pod úhlem 45° vůči ose dřevěného nosníku. Únosnost a tuhost spřažení byly získány z výsledků protlačovací zkoušky provedené podle ČSN EN 26891. Z provedených protlačovacích zkoušek šesti vzorků byly zjištěny závislosti posunutí na zatížení, ze kterých byly určeny hodnoty modulu prokluzu spojovacího prostředku a jeho maximální únosnost. Na základě těchto zkoušek byl kalibrován numerický model. V návaznosti na zkoušky ocelobetonových desek [3] byly v rámci experimentálního programu vyrobeny dvě dřevobetonové desky o rozměru 3,0 x 4,5 m, viz obr. 1. Jedna deska byla připravena pro zkoušku za běžné teploty a jedna deska pro zkoušku za zvýšené teploty. Obě desky o tloušťce 60 mm byly vybetonovány na dřevěný rám z lepeného lamelového dřeva GL24h průřezu 200/240 mm s dvěma dřevěnými nosníky průřezu 120/160 mm. Beton byl vyztužen 70 kg/m3 drátky typu HE 75/50 Arcelor, pevnosti 1200 MPa a dosáhl při materiálových zkouškách za běžné teploty pevnosti v tlaku 52,3 MPa a pevnosti v příčném tahu 5,8 MPa. Spřažení bylo zajištěno TCC šrouby průměru 7,3 mm a délky 150 mm ve dvou řadách pod úhlem 45° s roztečí 100 mm v podélném směru a 40 mm v příčném směru. Za běžné teploty byly stropní konstrukce zatěžovány hydraulickými válci prostřednictvím 4 trojúhelníkových prvků 0,75 x 0,9 m, viz obr. 2. Za zvýšené teploty bylo zatížení desky vyvozeno 2 břemeny o rozměrech 0,3 x 0,3 x 1,8 m a teplotou plynu podle nominální normové teplotní křivky.

47


Obr. 1: Spřažená dřevobetonová stropní deska s rozptýlenou výztuží Fig. 1: Timber-fibre concrete composite slab ZKOUŠKA ZA BĚŽNÉ TEPLOTY Pro ověření chování desky a její dostatečné tažnosti byla nejprve vyzkoušena deska za běžné teploty, viz obr. 2. Zkušební vzorek byl navržen na pokojovou teplotu a únosnost Při zkoušce se deformace měřila celkem 13 průhyboměry, z toho 7 vertikálními a 6 horizontálními. Deska měla maximální průhyb 48 mm při maximální síle hydraulických válců 84 kN, takže nedošlo k plnému rozvinutí membránového mechanizmu. V rozích se utvořily trhliny v oblasti záporných momentů a dále podél obvodových nosníků. Ty předpovídaly přechod k membránovému působení. Vlivem kombinace tahového a smykového působení se největší trhlina utvořila podél krajního průvlaku pod břemenem. Zkoušky ukázaly možnost nahrazení betonářské výztuže rozptýlenou výztuží.

Obr. 2: Uspořádání zkoušky za běžné teploty Fig. 2: Test at ambient temperature set-up

48

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 ZKOUŠKA ZA ZVÝŠENÉ TEPLOTY Zkouška dřevobetonové stropní konstrukce proběhla v požární zkušebně PAVUS ve Veselí nad Lužnicí. Rozměry konstrukce 3,0 x 4,5 m byly navrženy podle rozměrů zkušební pece. Obvodový dřevěný rám stropní konstrukce byl požárně chráněn dřevěným obkladem a vnitřní dřevěné nosníky byly ponechány bez požární ochrany. Mechanické zatížení během zkoušky tvořily betonové kvádry, které byly rovnoměrně rozmístěny a simulovaly plošné zatížení o velikosti 3,48 kN/m2. Zkušební vzorek byl navržen na požární odolnost R60. Uspořádání zkoušky je zřejmé z obr. 3.

Obr. 3: Uspořádání zkoušky za zvýšené teploty Fig. 3: Fire test set-up Pro sledování dřevobetonové stropní konstrukce za požáru bylo použito 27 termočlánků. Třináct termočlánků bylo zabetonováno do desky, čtyři termočlánky byly umístěny do dřevěných vnitřních nosníků a deset měřilo teplotu plynu v peci. Na konstrukci bylo nainstalováno 13 průhyboměrů, ze kterých 7 měřilo vertikální posun a 6 horizontální posun. Konstrukce byla zatěžována teplotou podle nominální normové teplotní křivky po dobu 150 min. Výsledky zkoušky se zaznamenávaly i během chladnutí, aby se ověřilo chování stropu během celé doby případného požáru. Teplota dřevěných nosníků byla měřena ve středu a na koncích nosníků 40 mm od jejich spodního okraje. Požárně nechráněný dřevěný nosník dosáhl nejvyšší teploty 250 °C uprostřed rozpětí v 45 min. Snižující se ohybová únosnost nechráněných nosníků neumožnila po 45. min déle přenášet mechanické zatížení deskovým působením, které se změnilo na membránové. Teploty v betonové desce průběžně rostly po dosažení maximální teploty plynů ve 150. min požáru. Maximální teplota byla zaznamenána 845 °C uprostřed desky 20 mm od spodního povrchu desky. Rozdělení teplot v betonové desce uvádí obrázek 7. Teplota na horní neexponované straně betonové desky po 150. min byla mírně nad 350 °C. Porušení kritéria izolace, definované jako nárůst nad 140 °C, bylo překročeno v 52 min. Průhyb desky lze při požáru složit ze dvou složek, a to z průhybu od mechanického zatížení a průhybu od teploty. Modul pružnosti materiálů během požáru klesá a první složka průhybu roste. Zatížení teplotou se projeví teplotním protažením v rovině desky a rozdílem teplot po její výšce. Nerovnoměrné ohřátí betonové konstrukce způsobuje výrazné vynucené deformace. Při teplotách menších než 400°C jsou změny průhybu způsobeny převážně vlivem tepelného namáhání. Při větších teplotách roste průhyb rychleji a převládne vliv mechanického zatížení.

49


Vlivem narůstajícího průhybu se začalo během zkoušky projevovat membránové působení. Ve 120. min byl celkový průhyb stropu více než 220 mm. V prvotní fázi se vyskytly malé trhliny v betonu v rozích a pokračovaly podél okraje desky. Rozšíření trhlin při zvyšování teploty neovlivnilo celistvost stropu. Významnější trhlina vznikla podél okraje po 105. min požáru. Ve 154. min došlo ke kolapsu stropní konstrukce. Ke kolapsu došlo vlivem porušení požární ochrany obvodového rámu a smykovým porušením mezi taženou a tlačenou částí. Na základě výsledků zkoušky lze chování dřevobetonové desky rozdělit do tří fází, viz obr. 4. V počáteční fázi požáru deska přenáší mechanické zatížení ohybovou únosností (Fáze 1). Nechráněné dřevěné nosníky postupně odhořívají a ztrácí svou tuhost a únosnost. Konec této fáze se projeví vzrůstem průhybu v experimentu po cca 30 - 45 min. Stropní konstrukce přechází z nosníkového na deskové působení celého vzorku, při kterém se po plastifikaci betonového průřezu a poklesu pevnosti a tuhosti drátkobetonu vytvoří v desce plastické linie (Fáze 2). Při dalším nárůstu deformací po 46 min se ve středu desky vytvoří tažená membrána a na jejím obvodu tlačený rám. Ve středu desky působí tahové vnitřní síly a v prstenci na jejích okrajích tlakové (Fáze 3).

Obr. 4: Fáze chování dřevobetonové stropní konstrukce za požáru Fig. 4: Stages of timber-concrete composite floor during fire test PROTLAČOVACÍ ZKOUŠKA-SPŘAŽENÍ POMOCÍ ŠROUBŮ Návrhem spřahovacích prostředků dřevobetonových konstrukcí se na ČVUT zabývalo několik prací (Kuklíková, 2000) a (Kuklík, 2008). V současné době se výzkum orientuje na nové typy spřažení (Kuklík a kol., 2012) a využití betonu s rozptýlenou výztuží (Petřík a kol., 2010). Spřažení pomocí šroubů pod úhlem s využitím betonu s rozptýlenou výztuží a přechod stropní konstrukce na membránové působení je řešeno v této práci. K určení smykové únosnosti a tuhosti spřahovacích prvků s použitím drátkobetonu byly použity výsledky normalizované protlačovací zkoušky dle ČSN EN 26891. Zkušební těleso, viz obr. 5, bylo provedeno z lepeného lamelového dřeva GL24h a betonu třídy C45/55 s podílem ocelových vláken HE 75/50 Arcelor 70 kg/m3. Jako spřahovací prostředek byly použity TCC šrouby průměru 7,3 mm a

50

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 délky 150 mm ve dvou řadách pod úhlem 45° s roztečí 100 mm v podélném směru a 40 mm v příčném směru.

Obr. 5: Zkušební vzorek pro protlačovací zkoušku podle ČSN EN 26891 Fig. 5: Specimen for shear test according to ČSN EN 26891 Fyzikální a mechanické vlastnosti dřeva byly stanoveny na základě normy ČSN 49 0108 a ČSN EN 1194. Při zkouškách se na paralelně vyrobených betonových krychlích měřila dosažená pevnost betonu v tlaku a v příčném tahu. Cílem protlačovací zkoušky bylo ověření únosnosti a tuhosti spřažení pro numerické modely stropních systémů. Zkoušky probíhaly v souladu s ČSN EN 26891 a výsledná síla porušení byla kolem 260 kN. Pro vyhodnocení 3 protlačovacích zkoušek byly naměřené hodnoty ze 4 snímačů zprůměrovány, viz obr. 6. Během všech 3 zkoušek se neobjevila žádná trhlina v betonu kolem spřahovacího prostředku, což naznačuje, že celkový svislý posun mezi betonem a dřevem je způsoben pouze otlačením dřeva a přetvořením šroubů. K tomuto způsobu porušení může dojít buď z důvodu rozdělení připojených prvků, nebo selháním spojovacích prostředků. V tomto případě došlo k přetržení šroubů po dosažení jejich pevnosti. Ve všech 3 případech došlo ke stejnému porušení: všechny spřahovací prvky byly ustřiženy v místě rozhraní betonu a dřeva. Šrouby byly vystaveny působení kombinace smyku, tahu a ohybu, což vedlo k jejich porušení. Průměrná únosnost jednoho spřahovacího prostředku je 21 kN. Charakteristická únosnost podle ČSN EN 14358 jednoho spřahovacího prostředku je 20,8 kN. Charakteristická hodnota modulu posunutí je 17,54 kN/mm. NUMERICKÁ SIMULACE PROTLAČOVACÍ ZKOUŠKY Numerická analýza byla provedena metodou konečných prvků. Numerický model protlačovací zkoušky byl sestaven jako prostorový s nelineárním chováním dřeva, drátkobetonu a spřahovacího prvku. Při diskretizaci dřevěných a betonových prvků byly použity objemové konečné prvky, šrouby byly idealizovány prutovými prvky. Na rozhraní beton-dřevo je definován nelineární kontakt se třením. Model spřažení bude uplatněn v numerické analýze kompozitního nosníku a komplexních modelech stropních systémů.

51

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Numerický model byl zatěžován svislým vynuceným posunem aplikovaným na horní povrch dřevěného trámku. Způsob chování zatěžovaného vzorku v numerické analýze odpovídá skutečnému chováním vzorku při zkoušce. Na obr. 6 je zobrazeno oddálení betonové desky od dřevěného tělesa při dosažení maximální zatěžovací síly a porovnáno s horizontálním posunutím získaným výpočtem.

Obr. 6: Porovnání horizontálního posunutí z experimentu s numerickou simulací Fig. 6: Comparison of the horizontal deflection from experiment with numerical simulation ZÁVĚR Výsledky zkoušek poskytují experimentální údaje o chování dřevobetonové stropní konstrukce pod zatížením a vystavené nominální normové teplotní křivce. Dřevobetonová deska nebyla po obvodě vodorovně držena. Svislé uložení umožnilo vznik membránového působení s rovinnými silami přecházejícími do tahu ve střední části desky a tlaku po obvodě desky. V rámci experimentálního výzkumu byly vyzkoušeny 3 dřevobetonové protlačovací vzorky a byly provedeny další doprovodné materiálové zkoušky. Výsledky zkoušek byly vyhodnoceny a porovnány s numerickou simulací zkoušek. Bylo zjištěno, že všechny materiálové vlastnosti mají významný vliv na únosnost spřahovacího prostředku, avšak modul prokluzu je významně ovlivněn pouze materiálovými vlastnostmi dřeva. Numerické modelování bylo použito pro analýzu důležitých jevů mechanického chování spřahovacího prvku, které obvykle nelze vyhodnotit ze zkoušek, a to tření a rozdělení napětí. Bylo docíleno velmi dobré shody mezi experimentem a numerickou simulací. Hlavním cílem disertační práce bude příprava vhodného návrhového modelu a posouzení materiálových vlastností a konstrukčních limitů při použití membránového působení pro stropní konstrukce s rozptýlenou výztuží. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem Grantové agentury České republiky č. P105/10/2159. LITERATURA [1] Šlapka P.: Numerická simulace chování spřažených dřevovláknobetonových konstrukčních prvků. Workshop doktorandů katedry betonových a zděných konstrukcí, 2012. [2] Kodur V.K.R., Lie T.T.: Thermal and mechanical properties of steel-fibre-reinforced concrete at elevated temperatures. Can. J. Civ. Eng 23, 1996, pp. 511-517. [3] Bednář J., Wald F.: Ocelobetonová deska s rozptýlenou výztuží za požáru. Konstrukce, 2011, roč. 10, č. 3, s. 18-20.

52

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 NUMERICKÉ MODELOVÁNÍ CHOVÁNÍ CHRÁNĚNÉHO A NECHRÁNĚNÉHO DŘEVĚNÉHO PRVKU ZA POŽÁRU NUMERICAL MODELLING OF THE BEHAVIOUR OF PROTECTED AND UNPROTECTED WOODEN MEMBER UNDER FIRE Magdaléna Dufková Abstract This paper is focused on protected and unprotected wooden members, on the contribution of wooden constructions to fire resistance using calcium-silicate boards. Sufficient knowledge of the behaviour of wood under fire is necessary for the most effective, the most economical, but still safe design of timber structures. The subsequent numerical modelling leads to new computational methods with higher accuracy. On the basis of the fire test results, the comparison of the fire test results with a numerical model in ANSYS was carried out. Key words: wood, contribution to fire resistance, char layer, charring rate

ÚVOD Teplotní profily (obr. 1) dřevěných prvků vystavených účinkům požáru jsou ovlivněny zejména tepelným tokem. Na vlhkost a objemovou hmotnost nejsou příliš citlivé. Zóna pyrolýzy se nachází mezi 200 a 300 °C. Přesná předpověď teploty počátku zuhelnatění je velmi obtížná, [1].

Obr. 1: Teplotní profil dřevěného prvku za požáru Fig. 1: The temperature profile of the wooden element under the fire U prvků, které jsou chráněny protipožárními obvodovými plášti je počátek zuhelnatění posunut až do času tch. K zuhelnatění dřevěného prvku může dojít před porušením požární ochrany, ale nižší rychlostí než je uvedená v Eurokódu 5, [2]. Na základě provedené požární zkoušky, podle zkušební metody [3], bylo provedeno vyhodnocení a srovnání s numerickými výpočty. Zkouška je založena na stanovení příspěvku k požární odolnosti dřevěných konstrukcí a zkoumání rychlostí zuhelnatění chráněných a nechráněných prvků. EXPERIMENTY Ve spolupráci s firmou PROMAT, s.r.o. byla provedena požární zkouška dřevěných nosníků s obložením a bez obložení. Zatížení teplotou bylo simulováno pomocí hořáků podle normové nominální teplotní křivky (ISO 834). Byly zkoušeny 2 typy kalcium-silikátových desek:

53

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 -

1. typ o tloušťce 8 mm a 20 mm; 2. typ o tloušťce 20 mm a 40 mm.

Ve zkušební peci byly umístěné vždy tři nosníky. Nosníky byly provedené z 10 vrstev dřevotřískových desek navzájem spojených lepidlem. Zkoušky byly provedeny na nosnících s max. a min. tloušťkou obkladu a na nosníku bez obkladu. Rozměry nosníku bez obkladu byly 100 x 100 x 4 500 mm. Na obrázku 2 je znázorněno umístění termočlánků u chráněného a nechráněného dřevěného nosníku.

Obr. 2: Umístění termočlánků a) chráněný nosník b) nechráněný nosník Fig. 2: Location of the thermocouples a) protected beam b) unprotected beam Pro porovnání jsou v tomto příspěvku prezentovány i výsledky z obdobné požární zkoušky (obr. 3) provedené firmou J Seidl a spol., s.r.o. U této zkoušky byla na místo nechráněného nosníku zkoušena nechráněná deska o rozměrech 2 000 x 1 200 x 100 mm, jejíž skladba byla totožná s nosníky.

Obr. 3: Nechráněná deska před požární zkouškou – pohled do zkušební pece Fig. 3: Unprotected board before the fire test - a view into the test furnace NUMERICKÝ MODEL Namodelované dřevěné nosníky o velikosti průřezu 100 x 100 mm byly ze tří stran chráněny kalciumsilikátovou deskou (4 modely: 1. typ desky – tloušťka 8 a 20 mm, 2. typ desky – tloušťka 20 a 40 mm) a z těchto stran byly vystaveny požáru. Modelovaná dřevěná nechráněná deska o velikosti průřezu 1 000 x 100 mm byla vystavena požáru z jedné strany. 3D modely byly vytvořeny v programu ANSYS Workbench, řešení v termální analýze (Transient thermal), při působení požáru po dobu 60 minut. Materiálové charakteristiky dřeva za zvýšených teplot jsou převzaty z Eurokódu 5, [2]. Pro kalciumsilikátovou desku byly získány na základě zkoušek. Výsledkem každého numerického modelu je stanovení času, kdy teplota dřevěného prvku dosáhne 300 °C, což je teplota, kdy dřevo začíná uhelnatět. Dále se na základě numerické analýzy stanoví rychlost zuhelnatění chráněného a nechráněného prvku.

54

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Přestup tepla konstrukcí se počítá pomocí tepelně závislých charakteristik. Tepelná zatížení jsou dána čistým tepelným tokem h˙net [W/m2] dopadajícím na povrch prvku. Na plochách, které jsou vystaveny účinkům požáru, se má tento čistý tepelný tok stanovit se zahrnutím přenosu tepla prouděním a sáláním. Na následujících obrázcích (obr. č. 4, 5 a 6) jsou znázorněny příklady modelovaných chráněných a nechráněných prvků vystavených požáru po dobu 30 a 60 minut. Zuhelnatělá vrstva má na obrázcích černou barvu.

a)

b)

Obr. 4: Nechráněná deska po a) 30 minutách b) 60 minutách Fig. 4: Unprotected boards after a) 30 minutes b) 60 minutes

a)

b)

Obr. 5: Chráněný nosník (1. typ kalcium-silikátové desky, tloušťka 8 mm) po a) 30 minutách b) 60 minutách Fig. 5: Protected beam (1. type of calcium-silicate board, thickness 8 mm) after a) 30 minutes b) 60 minutes

55


b)

b)

Obr. 6: Chráněný nosník (2. typ kalcium-silikátové desky, tloušťka 40 mm) po a) 30 minutách b) 60 minutách Fig. 6: Protected beam (2. type of calcium-silicate board, thickness 40 mm) after a) 30 minutes b) 60 minutes VÝSLEDKY Pro tuto práci byly využity výsledky získané ze dvou na sobě nezávislých požárních zkoušek nechráněného dřevěného prvku (zkouška 1 - termočlánky byly odpojeny po dosažení teploty 300 °C, zkouška 2 - termočlánky měřily teplotu po celou dobu požární zkoušky). Modelace byla provedena pro nechráněný prvek po dobu 60 minut, teplota byla snímána na povrchu prvku a ve 4 vrstvách (obr. 2b). Na následujícím grafu (obr. 7) je patrná velmi dobrá shoda mezi výsledky získanými ze zkoušek a pomocí numerické analýzy.

Obr. 7: Teplota v nechráněném prvku získaná z požárních zkoušek a z numerické analýzy Fig. 7: Temperature in unprotected member obtained from fire tests and from numerical analysis

56

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Srovnání výsledků z požární zkoušky a z numerické analýzy chráněných prvků jsou na následujících grafech, obr. 8 a 9. Teploty jsou zaznamenány pod kalcium-silikátovými deskami a v jednotlivých vrstvách dřeva – obr. 2a. Povrchová teplota, která téměř kopíruje normovou nominální teplotní křivku, není do grafu zanesena. Z výsledků je patrná velmi dobrá shoda. Je zde ale problém se správnou předpovědí chování kalcium-silikátové desky za zvýšených teplot. Předpověď materiálových změn v důsledku chemických reakcí a tím pádem definování mechanických vlastností v závislosti na teplotě není zcela přesná. Doposud bylo provedeno velmi málo požárních zkoušek těchto specifických desek, proto jejich chování za požáru není příliš dobře předvídatelné.

Obr. 7: Teplota v chráněném prvku (1. typ kalcium-silikátové desky, tloušťka 8 mm) získaná z požární zkoušky a numerické modelace Fig. 7: Temperature in protected member (1. type of calcium-silicate board, thickness 8 mm) obtained from fire test and from numerical modelling

Obr. 8: Teplota v chráněném prvku (2. typ kalcium-silikátové desky, tloušťka 20 mm) získaná z požární zkoušky a numerické modelace Fig. 8: Temperature in protected member (2. type of calcium-silicate board, thickness 20 mm) obtained from fire test and from numerical modelling

57

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 ZÁVĚR Chování dřeva za požáru je poměrně dobře předvídatelné. Pomocí zjednodušených výpočetním metod lze stanovit nosnou a dělicí funkci konstrukcí. U tyčových nosných prvků se jedná o parametr R (únosnost a stabilita), u plošných (svislých nebo vodorovných konstrukcí) jde o kritéria R, E, I (nosnost, celistvost, izolace). V mnoha případech je velmi obtížné, a podle Eurokódu 5 [2] téměř nemožné, stanovit čas počátku zuhelnatění dřevěného prvku pod protipožární ochranou a čas porušení protipožární ochrany. Proto je nezbytné provádět požární zkoušky, aby se zvýšila míra poznání a bylo možné dále rozvíjet a zpřesňovat výpočetní metody. Stěžejním bodem při správném návrhu chráněných dřevěných prvků za požáru je stanovení příspěvku pláště požární ochrany k jejich požární odolnosti, tj. času, kdy začne dřevo uhelnatět a jaká je jeho rychlost zuhelnatění pod pláštěm požární ochrany. Na základě zkoušek a numerických výpočtů byly stanoveny příspěvky k požární odolnosti dřevěných konstrukcí pomocí kalcium-silikátových desek (tab. 1).

Tab. 1: Výsledky příspěvků k požární odolnosti dřevěných konstrukcí ze zkoušek a výpočtů Table 1: Test and calculations results of the contribution to fire resistance of timber structures Příspěvek k požární odolnosti pomocí kalciumsilikátové desky / Contribution to the fire resistance using kalcium-silicate board (min) zkouška / test výpočet / calculation typ 1 / 20 mm type 1 8 mm

38

26

7

9

typ 2 / 20 mm type 2 40 mm

34

38

69 -* * Nedosaženo po dobu 60 minut.

V případě použití všech typů desek docházelo ke snížené míře zuhelnatění po celou dobu působení požáru, kromě desky o tl. 8 mm, kde po 50. minutě docházelo ke zvýšené míře zuhelnatění, vše vztaženo k nechráněnému dřevěnému prvku. Na základě numerické analýzy bylo zjištěno následující: - čím je vyšší hustota desky, tím je nižší růst teploty; - čím je vyšší tepelná vodivost desky, tím je vyšší růst teploty; - čím je vyšší specifické teplo desky, tím je nižší růst teploty. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem SGS ČVUT, SGS13/042/OHK1/1T/11 „Příspěvek k požární odolnosti dřevěných konstrukcí pomocí deskových materiálů“. LITERATURA [1] Majamaa, J. Calculation models of wooden beams exposed to fire, Espoo, 1991, ISBN 951-384015-8. [2] ČSN EN 1995–1–2 Eurokód 5: Navrhování dřevěných konstrukcí – Část 1–2: Obecná pravidla – Navrhování konstrukcí na účinky požáru. ČNI, Praha 2006 [3] 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

58

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 DISKRÉTNÍ MODELOVÁNÍ ČELNÍ DESKY DISCRETE MODELLING OF ENDPLATE Lukáš Gödrich Abstract The behaviour of endplate can be described using various analytical models. The most common analytical approach is component method. However this method can be used only for the joints with specific geometry and specific loading. This method gives reliable results for common endplate joints. On the other hand numerical methods, especially finite element method, can be used for the design of the joints with any geometry and any loading. Absence of guidelines for creation of numerical model and assessment of the joint components limits using of the numerical methods. The aim of Author’s research is creation of guidelines for modelling and assessment of endplate of bolted joints. This paper presents results of experimental and numerical investigation of T-stub, which usually simulate behaviour of the endplate. Two different specimens were prepared and experimentally investigated. Numerical models were created on the base of experimental results. Key words: endplate, T-stub, steel, finite element method, analytical method.

ÚVOD Styčníky s čelní deskou patří mezi běžně používané přípoje ocelových konstrukcí. Jejich chování je popsáno několika analytickými modely. Běžně používanou analytickou metodou pro návrh styčníků je metoda komponent. Ačkoli má tato metoda svá omezení (nehodí se pro styčníky zatížené libovolnou kombinací vnitřních sil, je použitelná jen pro některé typy styčníků), pro běžně používané styčníky s čelní deskou poskytuje uspokojivé výsledky. V metodě komponent se předpokládá ideálně pružněplastické chování materiálu čelní desky, proto je křivka moment-natočení vyjadřující chování styčníku zjednodušená. Pro přesnější popis chování styčníku s čelní deskou navrhl Piluso a kol.[1] postup založený na multilineárním pracovním diagramu materiálu čelní desky. Uvažovaný pracovní diagram je znázorněn na obr. 1. Hodnoty přetvoření εy, εh, εm a napětí fy, fu jsou získány z tahových zkoušek materiálu a hodnoty εu, Eh a Eu jsou dopočítány dle [1]. Za zmínku stojí poslední část pracovního diagramu, kdy po dosažení maximální hodnoty zatížení dále dochází ke zvyšování napětí. Tento fakt je způsoben příčným zúžením průřezu v místě krčku. Dochází zde k redukci plochy příčného řezu a skutečné napětí je vztaženo k této redukované ploše. Úskalí postupu dle [1] spočívá v sestavení samotného pracovního diagramu, které se zdá být bez provedení tahové zkoušky nemožné. Alternativní metodou pro návrh styčníků s čelní deskou by se vedle analytických metod mohla stát numerická metoda konečných prvků. Tato metoda se ve stavebnictví používá pro řešení mnoha problémů, pro návrh styčníků se však dosud uplatňuje jen zřídka. Překážkou pro širší uplatnění této metody je absence pravidel a doporučení jak pro modelování, tak pro posouzení jednotlivých částí. Podaří-li se tato pravidla vytvořit, může metoda konečných prvků sloužit nejen jako alternativní řešení k analytickým metodám, ale zároveň může přinášet mnoho výhod, neboť může být použita pro návrh styčníků libovolného uspořádání čelní desky a zároveň ji lze aplikovat pro libovolnou kombinaci vnitřních sil. Tato metoda poskytuje průběhy napětí; zdatný uživatel pak snadno rozpozná kritické části styčníku a může jeho návrh optimalizovat. Jak již bylo zmíněno, absence pravidel a doporučení pro modelování a posuzování limituje širší využití metody konečných prvků pro návrh styčníků s čelní deskou a proto je tvorba těchto pravidel a doporučení cílem současného výzkumu. Autor tohoto článku se zaměřuje na modelování a posouzení čelní desky.

59


Obr. 1: Multilineární pracovní diagram podle [1] Fig. 1: Multilinear stress-strain curve according to [1] EXPERIMENTY Pro předpověď chování čelní desky se běžně používá model náhradního T-průřezu. Pro vyšetření chování čelní desky byly proto navrženy a experimentálně vyšetřeny dva vzorky T-průřezů spojených dvěma šrouby. T-průřezy byly vytvořeny oddělením horní pásnice válcovaných průřezů HEB. Skutečné rozměry obou vzorků jsou uvedeny v tabulce 1 a značení rozměrů je patrné z obrázku 2. Stojiny T-průřezů byly uchyceny do čelistí a vzorky byly namáhány tahovou sílou. Schéma experimentu je patrné z obrázku 3.

Tab. 1: Rozměry vzorků Table 1: Dimensions of the specimens Vzorek/ sample Původní profil/

original section

T-průřez/T-stub tf

tw

bf

r

b

w

e1

m

e

[mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm]

1

HEB 300

17,8

10,6

300

27

98,8

164

49,4

55,1

68

2

HEB 400

23,1

13,6

300

27

99,6

169

49,8

56,1

65,5

Obr. 2: Označení rozměrů vzorků Fig. 2: Nomenclature of dimensions

60

Šrouby/ bolts M24 8.8 M24 8.8


Obr. 3: Schéma experimentu Fig. 3: Scheme of experiment Každý T-průřez byl osazen 12-ti odporovými tenzometry. Tyto tenzometry byly umístěny především v místech očekávaných plastických kloubů na pásnicích T-průřezů. Síly ve šroubech byly měřeny pomocí měřících kroužků KMR400 umístěných pod hlavou šroubů. Deformace T-průřezů byla měřena pomocí dvou indukčních snímačů. Rozmístění měřících prvků je patrné z obr. 4.

Obr. 4: Rozmístění měřících prvků Fig. 4: Placement of measuring devices NUMERICKÉ MODELY Na základě experimentů byly vytvořeny a kalibrovány numerické modely v programu Midas FEA. Z hlediska časové náročnosti tvorby numerického modelu a výpočtu je snaha použít jednoduché prvky, proto je T-průřez vytvořen z deskostěnových prvků. Tloušťka prvků stěny a pásnice je uvažována dle skutečně naměřených hodnot. V místě napojení pásnice na stěnu T-průřezu je u válcovaných profilů zaoblení vnitřních rohů, které ztužuje tuto část. Pro zohlednění této skutečnosti jsou v těchto místech použity výztužné deskostěnové prvky. Poloha napojení těchto výztužných prvků na pásnici podstatně ovlivňuje chování T-průřezu. Po validaci numerického modelu byly tyto výztužné prvky napojeny na pásnici ve vzdálenosti 0,5tw + 0,5r od středu pásnice, kde tw značí tloušťku stěny a r poloměr zaoblení. Šrouby jsou modelovány jako prutové prvky se šesti stupni volnosti v krajních uzlech. Průřez prvků šroubu je kruhový, konstantní po celé délce prvku. Pro zachování odpovídající osové tuhosti je plocha prvku šroubu uvažována dle vztahu A = As l/lb, kde As je plocha jádra šroubu, l délka prutového prvku šroubu a lb svěrná délka šroubu. Pro zajištění roznosu bodové síly ze šroubů do pásnic T-průřezů byly v okolí uzlu kde je připojen šroub k pásnici použity deskostěnové prvky řádově vyšší tuhosti než je tuhost pásnice. Tyto prvky jsou použity na kruhové ploše s průměrem odpovídajícím průměru šroubu. Kontakt mezi pásnicemi T-průřezů je zajištěn tuhými prutovými prvky přenášejícími pouze tlakové síly. Na pásnicích obou T-průřezů je vytvořena shodná síť a jednotlivé uzly obou sítí jsou svisle těmito prvky propojeny.

61

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Numerické modely byly vytvořeny ve dvou variantách s rozdílným pracovním diagramem materiálu T-průřezu. Pro validaci numerického modelu byl použit multilineární pracovní diagram sestavený dle materiálových zkoušek. Hodnoty významných bodů pracovního diagramu obou vzorků jsou shrnuty v tabulce 2. Označení významných bodů koresponduje se značením na obr. 1. Ověřený numerický model byl ve druhé variantě upraven tak, že pro materiál T-průřezu byl použit pružnoplastický pracovní digram. Modul pružnosti a mez kluzu byly opět uvažovány dle materiálových zkoušek. Předpokládá se, že v numerickém modelu, který má sloužit pro návrh styčníků, se bude používat pružnoplastické chování materiálu T-průřezu. Pro porovnání chování a zjištění rozdílů po zjednodušení pracovního diagramu jsou vypracovány tyto dvě varianty.

Tab. 2: Materiálové charakteristiky Table 2: Material charakteristics E Eh Eu Vzorek/ sample [GPa] [GPa] [GPa] 1

190

2,2

2

190

2

0,4

εy /

εh /

εm /

εu /

fu fy [MPa] [MPa]

0,00213 0,01213 0,08077 0,6733

405

557

0,46 0,00152 0,01152 0,10052 0,62499

288

467

OVĚŘENÍ NUMERICKÉHO MODELU, SROVNÁNÍ VÝSLEDKŮ V této části je uvedeno srovnání výsledků numerických modelů s výsledky zkoušek a také s výsledky analytických modelů. Obdobně jako numerické modely, také analytické výpočty byly provedeny ve dvou variantách, metodou komponent s uvažováním ideálně pružně-plastického chování materiálu a metodou dle [1] s uvažováním pracovního diagramu se zpevněním. Srovnání výsledků je provedeno na základě deformace T-průřezů, tedy vzájemného oddalování středů pásnic ve svislé ose, které bylo při experimentech měřeno na obou stranách T-průřezů pomocí indukčních snímačů dráhy. Na obrázcích 5 a 6 je provedeno srovnání modelů pracujících s multilineárním pracovním diagramem. Z těchto grafů je zřejmé, že v obou případech vykazuje numerický model nepatrně vyšší počáteční tuhost a k plastifikaci pásnice dochází dříve, než ukazují výsledky experimentů. Stoupající část grafu vykazuje u numerického modelu nepatrně nižší tuhost. Bylo provedeno také porovnání napětí v místech, kde bylo měřeno přetvoření pomocí tenzometrů a také porovnání sil ve šroubech. U všech měřených a porovnávaných veličin byla dosažena velmi dobrá shoda výsledků. Navzdory drobných odchylkám lze konstatovat, že numerický model vykazuje uspokojivou shodu chování s experimenty.

Obr. 5: Deformace T-průřezů, vzorek 1, multilineární pracovní diagram Fig. 5: T-stub deformation, specimen 1, multilinear stress-strain curve

62


Obr. 6: Deformace T-průřezů, vzorek 2, multilineární pracovní diagram Fig. 6: T-stub deformation, specimen 2, multilinear stress-strain curve Za zmínku stojí také výsledky analytického modelu podle [1], který pro první vzorek vykazuje velmi dobrou shodu s numerickým modelem i experimenty, zatímco u druhého vzorku předpovídá mnohem menší únosnost než je u numerického modelu i experimentů. U druhého vzorku je tedy tento analytický výpočet nepoužitelný. V druhém kroku bylo provedeno srovnání modelů se zjednodušeným pružno-plastickým pracovním diagramem. Toto srovnání je na obrázcích 7 a 8. Opět lze pozorovat vysokou shodu chování až do plné plastifikace pásnice, maximální síla, kterou je schopen T-průřez přenášet, však není dosažena kvůli absenci zpevnění v pracovním diagramu oceli. V tomto případě je vhodné zaměřit pozornost také na srovnání numerického a analytického modelu. V obou případech lze pozorovat obdobné chování s tím rozdílem, že numerický model lépe popisuje průběh plastifikace.

Obr. 7: Deformace T-průřezů, vzorek 1, pružno-plastický pracovní diagram Fig. 7: T-stub deformation, specimen 1, elastic-plastic stress-strain curve

63


Obr. 8: Deformace T-průřezů, vzorek 2, pružno-plastický pracovní diagram Fig. 8: T-stub deformation, specimen 2, elastic-plastic stress-strain curve Z porovnání vyplývá, že numerický model vykazuje velmi dobrou shodu s experimentálními výsledky. Lze tedy soudit, že na základě numerických modelů bude možné vytvořit obecná pravidla pro modelování části čelní desky. ZÁVĚR Absence pravidel a doporučení pro modelování a posuzování omezuje širší využití metody konečných prvků pro návrh styčníků s čelní deskou. Cílem autorova výzkumu je tvorba těchto pravidel. Tento příspěvek poskytuje informaci o provedených experimentech dvou T-průřezů. Na základě experimentů byly vytvořeny numerické modely a byly porovnány výsledky experimentů s numerickými a analytickými modely. Ze srovnání těchto výsledků vyplývá, že vytvořený numerický model vykazuje velmi dobrou shodu s výsledky experimentů a bude možné s tímto modelem dále pracovat. Z vytvořených modelů bude možno stanovit pravidla pro tvorbu vhodného numerického modelu. Výzkum se dále zaměří na tvorbu pravidel pro posouzení pásnice T-průřezu a šroubů a poté na ověření a rozšíření těchto pravidel na styčník s více řadami šroubů. Výstupem celé práce by měl být článek v impaktovaném časopise, ve kterém budou shrnuta pravidla pro modelování a posouzení čelní desky. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS13/122/OHK1/2T/11.

jsou

prezentovány

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Piluso V., Faella C. a Rizzano G.: Ultimate Behaviour of Bolted T-Stubs. I: Theoretical Model. Journal of Structural Engineering, 2001, s. 686-693

64

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 ŠÍŘENÍ POŽÁRU VE VÍCEPODLAŽNÍCH OBJEKTECH TRAVELLING FIRE IN MULTI-STOREY BUILDINGS Kamila Horová Abstract The paper discusses an effect of heterogeneous temperature fields on a structural behaviour in a compartment fire. For the purpose of the investigation a numerical simulation of a full-scale fire compartment test executed in Czech Republic in 2011 is used. Numerical results of gas and beam temperatures are validated by experimental measurements and compared to temperatures induced by traditional design fire method represented by zone model. The level of temperature difference between both assumptions – travelling fire and traditional design fire model is described. Observations of gas and beam temperature from numerical calculation show a significant impact of travelling fire on structural members of the fire compartment. Key words: uniform temperature conditions, travelling fire, numerical simulation, fire test, structural response

ÚVOD Návrhové modely požáru, které se nejčastěji používají při požárním návrhu konstrukce, jsou založeny na předpokladu rovnoměrného rozložení teplot v požárním úseku. Vyhodnocením požárů na budovách bylo zjištěno, že v přirozených, nijak neidealizovaných podmínkách dochází k šíření požáru, při kterém vznikají pole o nižších a vyšších teplotách. Podle nedávných výzkumů tento scénář šíření požáru způsobuje větší mechanickou odezvu konstrukce než předpoklad rovnoměrného rozložení teplot v celém požárním úseku podle tradičních návrhových metod. Například ve studii [1] je uvedeno, že účinek nerovnoměrně rozložených teplot plynu při šíření požáru způsobí o 110% vyšší teplotu chráněného ocelového nosníku průřezu HE-A 300 v porovnání s účinky rovnoměrně rozložených teplot v celém požárním úseku. Ve studiích [2] a [3] bylo rovněž potvrzeno, že účinky šíření požáru mají větší vliv na svislý průhyb prvků betonové rámové konstrukce než působení požáru popsaného parametrickou teplotní křivkou. Z důvodu ověření výskytu nerovnoměrných teplotních polí při šíření požáru a jeho vlivu na chování konstrukce byla vypracována numerická studie ve výpočetním programu FDS 5 [4]. Výsledky teploty plynu a ocelového nosníku z numerické simulace, které byly ověřeny pomocí naměřených teplot při skutečném požárním experimentu, dokazují, že scénář šíření požáru významně ovlivňuje konstrukci. NUMERICKÁ SIMULACE ŠÍŘENÍ POŽÁRU V následující části je popsána numerická simulace šíření požáru v požárním úseku shodném s horním podlažím experimentálního objektu, ve kterém byla 6. 9. 2011 provedena požární zkouška [5]. Geometrie a ventilační podmínky numerického modelu jsou vidět na obr. 1a. V modelu jsou čtyři různé materiály: ocel, beton, minerální izolace a dřevo. Teplotní vlastnosti materiálů jsou uvedeny v tab. 1. Vlastnosti dřeva pocházejí z kalorimetrických zkoušek provedených bezprostředně po požárním experimentu. Ohnisko požáru je simulováno blokem typu „burner“ o rozměrech 0,15 x 3,00 x 0,05 m3 umístěným pod hranice dřeva v jižní části požárního úseku. Doba potřebná pro zapálení dřeva je zajištěna použitím zápalné teploty dřeva. Základní velikost výpočetní buňky je 10 x 10 x 10 cm3, velikost buněk v blízkosti požárního zatížení je 5 x 5 x 5 cm3. Celkový počet buněk výpočetní sítě dosahuje téměř 1 mil. V modelu jsou umístěna čidla zaznamenávající průběh rychlosti uvolňování tepla, teploty plynu, teploty ocelového nosníku a vnitřní povrchové teploty stropu, viz obr. 1b. Polohy čidel jsou vybrány tak, aby bylo možno výsledná data porovnat s naměřenými výsledky z požární

65

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 zkoušky. Z vizualizace numerických výsledků na obr. 2 lze spolu s postupnou konzumací paliva pozorovat šíření požáru z jižní části požárního úseku k severní.

Tab. 1: Materiálové vlastnosti použité v FDS modelu Table 1: Properties of materials used in FDS model Ocel Beton Minerální izolace Dřevo Měrná tepelná kapacita [kJ/kgK] 0,60 Tepelná vodivost [W/mK] 3

Hustota [kg/m ] Emisivita [-]

45,8

1,04

0,84

1,3

1,4

0,04

0,2

40

400

0,85

0,90

7850 2280 0,80

0,85

Spalné teplo [kJ/kg]

-

-

-

18000

Zápalná teplota [°C]

-

-

-

260

a)

b)

Obr. 1: a) FDS model požárního úseku z experimentu b) Schéma rozmístění senzorů teploty plynu a teploty oceli v numerickém modelu Fig. 1: a) FDS model of experimental fire compartment b) Scheme of location of gas and beam sensors in numerical model

Obr. 2: Vizualizace numerických výsledků v 5., 15., 25. a 35. min Fig. 2: Visualisation of numerical results in 5th, 15th, 25th and 35th min

66

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 OVĚŘENÍ VÝSLEDKŮ POMOCÍ EXPERIMENTU K ověření numerických výsledků byly využity teploty plynu a ocelového nosníku naměřené během požární zkoušky ve Veselí n. L. Na obr. 3 jsou naměřené (s indexem ex) a vypočítané výsledky na termočlánku TG3, nacházející se pod dolní pásnicí nosníku č. 2. Pozice snímačů lze nalézt na obr. 1b. Model vykazuje během počáteční fáze požáru rychlejší nárůst teplot než u naměřených hodnot z experimentu. V 5. min dojde k uvolnění veškerého tepla z ohniska (v modelu objekt typu „burner“) a růst teploty plynu se zpomalí. Ve 20. min vypočtené teploty prudce vzrostou a dosáhnou svého vrcholu ve 25. min. Pokud jde o maximální teploty, které dosahují 1000 °C, výsledky simulace jsou ve shodě s experimentálním výzkumem. Větší rozdíly mezi naměřenými a vypočtenými výsledky jsou zaznamenány během klesající fáze požáru. Zpoždění vypočtených hodnot teploty plynu ve srovnání s naměřenými hodnotami z experimentu je důvodem pro zpožděnou odezvu teploty ocelového nosníku. Na obr. 4 je porovnán průběh vypočtené a naměřené teploty ocelového nosníku v místě termočlánku TB2. Maximální teplota vypočtená v numerické simulaci je dosažena ve 30. min, o 5 min později v porovnání s naměřenou hodnotou. Vypočtená hodnota je o 40 °C nižší. Ačkoliv jsou vypočtené hodnoty teploty plynu a ocelového nosníku mírně zpožděné ve srovnání s naměřenými hodnotami z experimentu, reprezentuje numerický model tendenci naměřených teplot zejména v počáteční fázi požáru. V této fázi se vyskytují nejvyšší teplotní rozdíly. Z pohledu ověření přítomnosti rozdílných teplotních polí plynu v prostoru požárního úseku, která ovlivňuje chování konstrukce, lze numerickou simulaci označit za vyhovující.

Obr. 3: Porovnání naměřených (index ex) a vypočtených hodnot teploty plynu v místě termočlánku TG3 Fig. 3: Comparison of measured (index ex) and calculated values of gas temperature at thermocouple TG3 TEPLOTA PRVKŮ KONSTRUKCE PŘI ŠÍŘENÍ POŽÁRU Velké teplotní rozdíly plynu, které vznikají během šíření požáru, jsou příčinou nerovnoměrného ohřívání a ochlazování konstrukčních prvků v požárním úseku. Z důvodu ověření výskytu nerovnoměrné teploty ocelového nosníku bylo během numerické simulace instalováno několik senzorů podél nosníku č. 2. Na obr. 5 je zaznamenán vývoj teploty nosníku z 8 senzorů umístěných v polovině výšky stojiny nosníku. V horizontální rovině jsou senzory umístěny vždy s roztečí 1 m od jižní strany požárního úseku, odkud se požár šíří. Délka nosníku je 9 m. Z obrázku lze pozorovat, že rozložení teplot podél délky nosníku není jednotné. Nerovnoměrná teplota konstrukce je způsobena šířením požáru, který vytváří pole s vyšší a nižší teplotou plynu. Přestože je tepelná vodivost oceli velmi vysoká, nehomogennost teploty plynu spolu s přímou teplotou plamenů vytváří pole výrazně

67

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 zvýšených teplot. Teplotní rozdíl dosahující ve 20. min 280 ° C je zvýrazněn na obr. 5. V 30. min, kdy byla na nosníku dosažena maximální teplota, je rozdíl na prvním (B1) a posledním čidle (B8) 250 ° C. Teplota na vnitřním povrchu betonové desky je vypočítána ve čtyřech rozích a ve středu desky. Na obr. 6 jsou křivky vývoje teploty stropní desky ve čtyřech rozích označeny písmeny světových stran. Vzhledem k nižší tepelné vodivosti betonu, než je tepelná vodivost oceli, je nárůst povrchové teploty desky vůči teplotě plynu a teplotě plamenů pomalejší. Maximální povrchová teplota v rozích dosahuje 300 ° C, zatímco ve středu desky je maximální teplota 600 ° C.

Obr. 4: Porovnání naměřených (TB2) a vypočtených hodnot (B9) teploty ocelového nosníku Fig. 4: Comparison of measured (TB2) and calculated values (B9) of beam temperature

250 °C

280 °C

Obr. 5: Průběh teploty nosníku č. 2 vypočítané na 8 místech po jeho délce Fig. 5: Development of beam n. 2 temperatures calculated in 8 locations of its length

68


Obr. 6: Teplota na vnitřním povrchu betonové stropní desky ve čtyřech rozích a středu, numerický výpočet Fig. 6: Internal surface temperature of concrete floor slab in four corners and centre, numerical calculation POROVNÁNÍ S TRADIČNÍMI NÁVRHOVÝMI MODELY POŽÁRU Kvůli porovnání výše popsaného modelu šíření požáru s modelem, který předpokládá rovnoměrné teplotní podmínky v celém prostoru požárního úseku, byl proveden výpočet shodného požárního úseku v programu Ozone V2.2 [6]. V tomto případě byl aplikován rozdílný způsobu hoření. V Ozonu, který je založen na předpokladu rovnoměrné teploty v horní vrstvě, začnou veškeré dřevěné hranice hořet v jednom okamžiku. Tento scénář však může ve skutečnosti nastat jen zřídkakdy.

Obr. 7: Porovnání teplot plynu a ocelového nosníku vypočtených v FDS (TG3 a B7) a Ozonu (Ozone G a Ozone B) Fig. 7: Comparison of gas and beam temperature calculated in FDS (TG3 and B7) and Ozone (Ozone G and Ozone B)

69

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Na obr. 7 je porovnán průběh vypočtených teplot plynu v místě senzoru TG3 z numerického modelu (předpoklad šíření požáru) s výsledky z Ozonu – označeno jako Ozone G (předpoklad rovnoměrně rozložené teploty v celém prostoru požárního úseku). Jak je vidět, rovnoměrně hořící požár uvnitř celého prostoru (křivka Ozone G) vytváří vysoké teploty v krátké době. Jak rychle rostou, tak i klesají. Scénář skutečného šíření požáru (křivka TG3) vytváří oblasti s vysokými teplotami a oblasti se zvýšenými teplotami s delší dobou trvání. V daném případě je délka scénáře šíření požáru téměř dvojnásobná. Zbývající dvě křivky v na obr. 7 reprezentují vývoj teploty ocelového nosníku č. 2. Hodnoty křivky B7 pochází z numerického výpočtu. Tento senzor teploty ocelového nosníku je umístěn těsně vedle senzoru teploty plynu TG3, viz obr. 1b. Průběh teploty v ocelovém nosníku označený jako Ozone B je výsledkem výpočtu v programu Ozone. Výpočet teploty v tomto softwaru probíhá podle přírůstkové metody odvozené Wickströmem, viz [6]. Z porovnání obou křivek teploty oceli je zřejmé, že scénář skutečného šíření požáru má větší vliv na teplotní odezvu konstrukce. Maximální dosažená teplota způsobená šířením požáru (B7) je v daném případě o 250 °C vyšší než dosažená teplota u rovnoměrně rozloženého požáru v celém prostoru požárního úseku (Ozone B). Výše popsané výsledky na obr. 5 potvrzují, že ve všech pozorovaných místech nosníku č. 2 (B1 - B8) je maximální dosažená teplota vyšší než 550 °C, které je dosaženo výpočtem podle tradičních způsobů (Ozone). ZÁVĚR Výsledky autorčina numerického modelu, který simuluje požární experiment provedený 6. 9. 2011 ve Veselí n. L., potvrzují výskyt nerovnoměrných teplotních polí při šíření požáru a jeho negativní vliv na konstrukci. Rozptyl teplot ocelového nosníku č. 2 po jeho délce dosahuje 300 °C. Vnitřní povrchová teplota betonové stropní desky se ve středu a v rozích liší rovněž o 300 °C. Porovnáním teplot plynu a oceli způsobených scénářem šíření požáru s teplotami odvozených z tradičních návrhových modelů lze potvrdit, že předpoklad rovnoměrného rozložení teploty v celém prostoru požárního úseku, který je základní myšlenkou tradičních návrhových modelů požáru, se jeví jako nedostatečný. Cílem disertační práce je ověřit předpoklady a podmínky použití tradičních návrhových modelů požáru, popsat dynamiku požáru a data podložit měřením z velkorozměrové požární zkoušky. Na základě modelu skutečného šíření požáru pak doporučit, jak postupovat při požárním návrhu konstrukce moderních vícepodlažních budov. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky jsou prezentovány v tomto příspěvku, byl podpořen projektem LD11039 a grantem SGS č. SGS12/122/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Jonsdottir, A.M., Stern-Gottfried, J., Rein, G.: Comparison of resultant steel temperature using travelling fires and traditional methods: Case study for the Informatics Forum Building, Proceedings of the 12th International Interflam Conference, Notingham, UK: Interscience Communications, 2010 [2] Law, A., Stern-Gottfried, J., Gillie, M., Rein, G.: The influence of travelling fires on a concrete frame, Engineering Structures, 2011, doi: 10.1016/j.engstruct.2011.01.034 [3] Stern-Gottfried, J.: Travelling fire for structural design, PhD thesis, Edinburgh University of Technology, 2011 [4] McGrattan, K., Hostikka, S., Floyd, J.: Fire Dynamics Simulator (Version 5), User Guide, NIST Special publication1019-5, Baltimore: NIST, 2010 [5] Wald, F., Jána, T., Horová, K.: Design of joints to composite columns for improved fire robustness to demonstration fire tests, Česká technika – nakladatelství ČVUT, 2011 [6] Cadorin, J.F., Franssen, J.M.: Ozone V2.2.5, University of Liege, 2004

70

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 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 very slender sections (Class 4 sections 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 development of design procedures for compressed plates at elevated temperatures. This paper describes experiments with beams of Class 4 sections exposed to elevated temperatures. Key words: fire engineering, elevated temperature, slender sections, class 4 section

ÚVOD Po zavedení evropských návrhových norem pro stavební konstrukce se ocelové konstrukce posuzují nejen při běžné návrhové situaci, ale i při požáru [1], [2]. Výzkum chování průřezů 4. třídy vystavených účinkům požáru je důležitý, protože posouzení i konstrukční zásady štíhlých průřezů jsou velmi specifické a zpravidla náročnější než pro běžné průřezy. Spolu s případnými globálními problémy zahrnuje jejich chování i řadu lokálních jevů jako je boulení tlačených částí [3]. Samotná disertační práce je zaměřena na získání poznatků o chování ocelových nosníků se svařovanými štíhlými průřezy 4. třídy vystavených vysokým teplotám. V experimentální části byl ověřen vliv vysokých teplot na boulení tlačených částí průřezu. NÁVRH A PŘÍPRAVA EXPERIMENTŮ Těžiště práce spočívá v provedení a vyhodnocení experimentů s nosníky se štíhlými průřezy tvaru I, které spadají do 4. třídy. Únosnost těchto průřezů není přímo ovlivněna mezí kluzu oceli, ale boulením tlačených částí průřezu, tzn. horní části stěny a horní pásnice. Aby byl tento způsob porušení vzorků dosažen při plánovaných experimentech, bylo třeba vhodně zvolit tvar průřezu, způsob a velikost zatížení nosníků. Byly provedeny čtyři zkoušky se dvěma typy průřezu namáhaných čtyřbodovým ohybem (obr. 1). Nosníky byly zahřívány konstantní teplotou pomocí elektrické odporové rohože a následně zatěžovány až do vyčerpání únosnosti. Pro každý průřez byly provedeny dvě zkoušky při teplotě 450°C a 650°C. Tyto experimenty byly doplněny řadou materiálových zkoušek při běžné a při vysoké teplotě.

Obr. 1 – Statické schéma experimentu Fig. 1 – Static scheme of the experiment

71

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Pro experimenty byly navrženy dva typy svařovaných průřezů, které reprezentují průřezy 4. třídy a v dostatečné míře pokrývají problematiku lokální stability stěn. Průřez A má stojinu ve 4. třídě ( λ p = 1,439 ) a pásnice jsou ve 3. třídě ( λ p = 0,661 ), viz obr. 2a. Průřez B má stojinu ve 4. třídě ( λ p = 1,454 ) a pásnice jsou ve 4. třídě ( λ p = 1,182 ), viz obr. 2b. a)

b)

Obr. 2 - Průřezy navržené pro experiment: a) Průřez A, b) Průřez B Fig. 2 - Cross sections designed for experiment: a) Cross section A, b) Cross section B Výroba zkušebních vzorků Pro experimenty byly vyrobeny čtyři nosníky s rozdílnou délkou střední zahřívané části. Z důvodu tepelné roztažnosti a pro zachováno statického schématu (obr. 1), byla střední zahřívaná část zkrácena v závislosti na působící teplotě. Při zahřátí na předepsanou teplotu měla střední část nosníku délku 1500 mm. Nosníky A1 (Průřez A – obr. 2a) a B1 (Průřez B – obr. 2b) určené pro teplotu 450°C byly zhotoveny s délkou střední části 1492 mm. Nosníky A2 (Průřez A – obr. 2a) a B2 (Průřez B – obr. 2b) určené pro teplotu 650°C byly zhotoveny s délkou střední části 1488 mm.

Přípravky pro provedení experimentu Pro hladký průběh experimentu a zohlednění okrajových podmínek dle statického schématu (obr. 1), byly navrženy a zhotoveny ocelové přípravky. Schéma rozmístění přípravků včetně umístění zkušebního nosníků je vidět na následujícím obrázku (obr. 3)

Obr. 3 – Schéma experimentu Fig. 3 – Scheme of the experiment

72


Přípravky pro zajištění torzní stability Provedení přípravků pro zajištění torzní stability v místě podpor a v místě vnášení zatížení je vidět v řezech A-A, B-B a C-C (obr. 4).

a)

b)

c)

Obr. 4 – Řezy: a) v místě pevné kloubové podpory, b) v místě posuvné kloubové podpory, c) v místě vnášení zatížení Fig. 4 – Sections: a) at the point of the firm joint support, b) at the point of the sliding joint support, c) at the point of the load introduction Konstrukce přípravků v místě podpor (obr. 4a, b) je tvořena dvěma svislými vodícími profily UPE 100. Je umožněna vodorovná rektifikace 240 mm až 310 mm pomocí šroubového spoje s oválnými otvory ve spodní části a závitovou tyčí v horní části přípravku. Přípravky pro zajištění torzní stability v místě vnášení zatížení (obr. 4c) jsou tvořeny soustavou vzpěrek držících ve svislé poloze pár vodicích profilů TR 80×5,6. Oba vodicí profily jsou na dvou místech navzájem propojeny závitovou tyčí. Po osazení zkušebního nosníku na podpory jednotlivé přípravky sevřely průřez nosníku s malou vůlí tak, že byl umožněn volný pohyb ve svislém a podélném směru, ale byla zajištěna pouze příčná a torzní stabilita. Konstrukce podpor Zkušební nosník byl dle schématu (obr. 1) uložen z levé strany na pevné kloubové podpoře (obr. 5) a z pravé strany na posuvné kloubové podpoře (obr. 6), která byla navržena jako valivé ložisko.

a)

b)

Obr. 5 - Pevná kloubová podpora: a) konstrukční detail, b) pohled na podporu Fig. 5 - Fixed hinged support: a) construction detail, b) view of the support

73


a)

b)

Obr. 6 - Posuvná kloubová podpora: a) konstrukční detail, b) pohled na podporu Fig. 6 - Sliding hinged support: a) construction detail, b) view of the support Rozmístění topných deček a snímacích zařízení Rozmístění topných keramických deček, tenzometrů a potenciometrů bylo provedeno dle schématu na obr. 7.

Termočlánky Thermal sensors

Potenciometry Potentiometrs Zahřívaná část Heated part

Obr. 7 – Schéma rozmístění topných deček a snímacích zařízení Fig. 7 – Scheme of heating pads and measuring devices distribution Topné keramické dečky Topné dečky o velikosti 195 × 305 mm byly rozmístěny na stojinu a pásnice zkušebního nosníku dle schématu (obr. 7). Střídavě rozmístěné dečky byly na stojině upevněny pomocí ocelového drátěného roštu, který byl následně přilepen papírovou lepenkou. Dečky na pásnicích byly kladeny pouze z jejich vnější strany. Dečky na horní pásnici byly volně položeny, zatímco dečky na spodní pásnici se upevňovaly ohnutými dráty. Rozmístěné topné dečky jsou vidět na následujících fotografiích (obr. 8). Topné dečky jsou schopny dosáhnout max. teploty 1200°C při rychlosti zahřívání 10°C/min.

a)

b)

Obr. 8 – Rozmístění zahřívacích deček: a) na stojině, b) na pásnici Fig. 8 – Distribution of the heating pads: a) on the web, b) on the flange

74

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Izolace zahřívané střední části nosníku Celá střední zahřívaná část zkušebního nosníku byla obalena tepelně-izolačními deskami ROCKWOOL Airrock HD. Izolačními deskami byl vyplněn celý prostor mezi pásnicemi a následně byly pásy tepelné izolace kladeny i na obě pásnice. Takto zaizolovaný nosník byl ještě svázán vázacím drátem. Postup izolace zkušebního nosníku je vidět na obr. 9. Na závěr ještě byla celá střední část zabalena do izolačního pásu SIBRAL.

b)

a)

Obr. 9 – Postup izolace zkušebního nosníku Fig. 9 – Insulation procedure of the test beam PRŮBĚH EXPERIMENTU Po zapojení všech snímacích zařízení (termočlánky, potenciometry, siloměr v hydraulickém lisu) do centrální měřicího zařízení a po zapojení topných deček do transformátoru byl nosník připraven na spuštění experimentu (obr. 10).

Obr. 10 – Připravený zkušební nosník před zkouškou Fig. 10 – The prepared test beam prior the experiment Pro zahřívání byl zvolen automatický režim, který umožňoval řídit výkon topných deček na základě teplotních informací z termočlánků. Doba zahřívání pro teplotu T ≈ 450°C byla asi 45 minut a pro teplotu T ≈ 650°C byla asi 65 minut. Po dosažení požadované teploty v zahřívané části nosníku bylo spuštěno mechanické zatěžování. Hydraulický lis, který byl řízen konstantním přírůstkem průhybu uprostřed zahřívané části nosníku, působil na zkušební nosník přes roznášecí nosník. Zkušební nosník byl tímto způsobem namáhán čtyřbodovým ohybem. Následující pracovní diagramy pro Test 1-4 (obr.

75

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 11) vyjadřují závislost průhybu uprostřed zahřívané části zkušebního nosníku a působící síly v lisu. Souhrn výsledků z experimentu je vidět v Tabulce 1.

Obr. 11 – Diagram závislosti průhybu a působící síly pro Test 1-4 Fig. 11 – Load-deflection diagram for Tests 1-4

Tab. 1 – Únosnost zkušebních nosníků Table 1 – Load capacity of the Test beams

Test

Průřez Cross-Section

Teplota Temperature [°C]

Únosnost Load capacity [kN]

1

A (IW 680/250/4/12)

~ 450

637

2

A (IW 680/250/4/12)

~ 650

230

3

B (IW 846/300/5/8)

~ 450

484

4

B (IW 846/300/5/8)

~ 650

201

ZÁVĚR Navržené průřezy 4. třídy se při experimentech chovaly dle předpokladu a v oblasti tlačené části průřezu docházelo ke znatelnému boulení. V současné době probíhají numerické simulace experimentů, které povedou k lepšímu pochopení chování těchto štíhlých průřezů a k vytvoření přesnější návrhové metody než je současná metoda uvedená v Eurokódu. OZNÁMENÍ Tento výzkum je podpořen výzkumným grantem SGS13/124/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Wald F.: Výpočet požární odolnosti stavebních konstrukcí. Vydavatelství ČVUT, Praha, 2005. [2] Buchanan A. H.: Structural Design for Fire Safety. John Wiley & Sons, Chichester, 2001. [3] Škaloud M.: Navrhování pásů a stěn ocelových konstrukcí z hlediska stability. Vydavatelství Academia, Praha, 1988.

76

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 TEPLOTA PŘÍPOJE U PROFILEM A ČELNÍ DESKOU PŘI POŽÁRU TEMPERATURE OF REVERSE CHANNEL CONNECTION EXPOSED TO FIRE Tomáš Jána Abstract Topic of the doctoral thesis is a temperature distribution in the reverse channel connection to the concrete-filled tubular column during the fire. This paper presents a set-up of numerical model and its validation on the results of two fire tests on the experimental building. Calculated and measured temperatures are in good agreement for unprotected connection as well as connection with fire protection. Analytical model for the simple prediction of the connection temperatures is under preparation. Key words: reverse channel connection, concrete-filled tube, heat transfer, fire test, fire design

ÚVOD Při návrhu ocelové konstrukce na požární situaci je třeba zajistit stejnou spolehlivost přípojů jako jednotlivých připojovaných prutů. Během požáru je přípoj vystaven silám od rozpínání a smršťování prvků vlivem teploty a degradace materiálu. Navzdory nedávným pokrokům v pochopení chování ocelových konstrukcí při požáru je chování přípojů stále popsáno nedostatečně. Proto byl realizován evropský výzkumný projekt RFCS COMPFIRE – Design of joints to composite columns for improved fire robustness, jehož cílem je příprava pokročilého modelu přípoje metodou komponent. Součástí projektu je prezentovaný výzkum přestupu tepla do přípoje. Řešení je zaměřeno na přípoj s U profilem a čelní deskou ocelobetonového nosníku na sloup kruhového průřezu, který je vyplněn betonem. Výsledky výzkumu umožní pokročilý návrh ocelové konstrukce za zvýšené teploty při požáru, který bude uvažovat chování prvků konstrukce i jejich přípojů.

Obr. 1: Experimentální budova v době druhé požární zkoušky Fig. 1: Experimental building at the time of the second fire test Součástí výzkumu přestupu tepla do přípoje byly dvě požární zkoušky na experimentální konstrukci ve Veselí nad Lužnicí (obr. 1) a analytický a numerický výpočet teplot v přípojích. Popis experimentální konstrukce, provedených zkoušek a příklady naměřených teplot přípojů byly prezentovány v [1]. NUMERICKÝ MODEL PŘESTUPU TEPLA DO PŘÍPOJE Numerický model využívá metodu konečných prvků. Geometrie přípojů se sestavuje v CAD softwaru Autodesk Inventor 2010. Zadání okrajových podmínek a vytvoření sítě konečných prvků umožňuje program GiD 8.0.9. Výpočet probíhá v programu SAFIR 2011. Pro zobrazování výsledků je použit program Diamond 2011.

77

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Geometrie přípojů Přípoje ocelobetonového nosníku průřezu IPE 220, IPE 270 nebo IPE 330 a ocelobetonového sloupu kruhového průřezu TR245/8 (obr. 6) byly tvořeny čelní deskou a válcovaným profilem UPE-DIN či ohýbaným plechem tl. 8 mm. Tloušťka čelní desky byla vždy 8 mm. Velikost šroubů, M12, M16, či M20, pevnostní třídy 8.8, korespondovala s velikostí připojovaného nosníku. V tab. 1 je shrnuto uspořádání přípojů, na kterých byl sledován průběh teploty během požárních zkoušek. Vybrané přípoje byly požárně chráněny nástřikem.

Tab. 1: Uspořádání přípojů s U profilem a čelní deskou v experimentální konstrukci Table 1: Arrangement of the reverse channel connections in the experimental structure Profil Profil Čelní deska nosníku / sloupu / (v/š/t) / Beam Column End plate cross-section cross-section (h/w/t) 2. NP / 2nd floor: první požární zkouška / first fire test A2-B2 na A2 IPE 270 165/160/8 A2-B2 na B2 TR 245/8 B2-C2 na B2 IPE 220 135/120/8 B2-C2 na C2 st 1. NP / 1 floor: druhá požární zkouška / second fire test A2-B2 na A2 IPE 270 165/160/8 A2-B2 na B2 TR 245/8 B2-C2 na B2 IPE 330 200/180/8 B2-C2 na C2 Označení / Designation

Šrouby / Bolts

Navržená tl. požární ochrany / Designed thickness of fire protection

4 x M16

20 mm

4 x M12

-

plech, 165/200/8

4 x M16

-

200/220/8 UPE 180

4 x M20

60 mm

U profil (v/š/t) / Channel (h/w/t)

plech, 165/200/8 UPE 160 UPE 120 plech, 135/160/8

Modely přípojů jsou složeny z trojrozměrných objemových šestistěnných prvků typu solid s osmi uzly. Každý uzel má jeden stupeň volnosti, který představuje teplotu daného uzlu. Modely přípojů bez požární ochrany zachovávají skutečnou geometrii konstrukce. Pro zjednodušení modelů přípojů s požární ochranou byla geometrie konstrukce idealizována, např. hlavy šroubů a matice mají čtvercový tvar, žebra betonové desky mají pravoúhlý tvar apod. Částečně je idealizován i tvar požární ochrany. Byl však zachován objem hmoty jednotlivých komponent přípoje. Tepelné vlastnosti materiálů Tepelné vlastnosti oceli a betonu jsou uvažovány dle [2]. Objemová hmotnost, měrné teplo i tepelná vodivost jsou v modelu zavedeny jako teplotně závislé hodnoty. Vybrané části nosné konstrukce experimentálního objektu byly požárně chráněny stříkanou suchou omítkovou směsí PROMASPRAY F250, což je směs s nízkou objemovou hmotností z biorozpustných minerálních vláken a cementového pojiva, která je určena pro aplikaci na ocelové a betonové konstrukce a stropy z trapézových plechů. Objemová hmotnost požárního nástřiku byla uvažována dle technického listu výrobce konstantní hodnotou ρp = 264 kg/m3. Měrné teplo požárního nástřiku z minerálních vláken lze uvažovat podle [3] jako cp = 1050 J/kgK. Výrobci materiálů požární ochrany uvádějí hodnotu tepelné vodivosti při pokojové teplotě. Tuto hodnotu ve výpočtu nelze použít, neboť se tepelná vodivost požárně ochranného materiálu výrazně zvyšuje s teplotou. Proto by použití hodnoty platné při pokojové teplotě vedlo k podcenění teploty chráněné konstrukce a k nebezpečným výsledkům. V [4] je odvozena teplotní závislost součinitele tepelné vodivosti nejpoužívanějších materiálů požární ochrany. Na základě vztahu pro tepelnou vodivost požární ochrany z minerálních vláken a deklarované tepelné vodivosti požárního nástřiku PROMASPRAY F250 při 24° C (λp = 0,043 W/mK) lze tepelnou vodivost nástřiku použitého na experimentální konstrukci stanovit ve tvaru

 T  λ p,T = 0 ,037 + 0 ,2438 ⋅    1000 

3

(1)

78

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Teplotní zatížení Část konstrukce pod betonovou deskou je zahřívána změřenými teplotami plynu v požárním úseku. Pro část konstrukce nad betonovou deskou vně požárního úseku se uvažuje konstantní teplota 20 °C. Doporučená návrhová hodnota součinitele přestupu tepla prouděním při povrchu konstrukce vystavené reálnému požáru s ochlazovací fází je hc = 35 W/m2K. Z důvodu nižší rychlosti proudění plynů je vhodné uvažovat nižší hodnotu součinitele přestupu tepla prouděním v oblasti přípojů. Např. v [5] byla uvažována hodnota hc = 10 W/m2K. V numerickém modelu přípoje s U profilem a čelní deskou je zaveden součinitel přestupu tepla prouděním hodnotou hc = 5 W/m2K. Při uvažování této hodnoty pro oblast přípoje jsou průběhy vypočítaných teplot nejblíže skutečným naměřeným teplotám během požárních zkoušek. Vliv změny součinitele přestupu tepla prouděním v numerickém modelu a porovnání s naměřenou teplotou komponenty je na obr. 2. Teplota / Temperature [°C]

1000 900 800 700 600 500 400

Termočlánek / Thermocouple TC55: pásnice U profilu / reverse channel flange

300

Numerický model / Numerical model: hc = 5 W/m2K

200

Numerický model / Numerical model: hc = 35 W/m2K

100

Čas / Time [min]

0 0

15

30

45

60

75

90

105

120

135

150

Obr. 2: Vliv změny součinitele přestupu tepla prouděním Fig. 2: Effect of change in convective heat-transfer coefficient Doporučená návrhová hodnota emisivity povrchu oceli je εm = 0,7. Při porovnání naměřené a vypočítané teploty spodní pásnice nosníku uprostřed rozpětí se však předpovězené teploty dobře shodují s naměřenými teplotami při hodnotě emisivity εm = 0,3, viz obr. 3. Tato hodnota byla zavedena do numerického modelu přípoje. Důvodem nízké hodnoty emisivity je pravděpodobně světlý nátěr ocelové konstrukce. Emisivita povrchu betonu a požárního nástřiku je uvažována doporučenou hodnotou εm = 0,7. 1000

Teplota / Temperature [°C]

900 800 700 600 500 400 300

Termočlánek / Thermocouple TB3: spodní pásnice nosníku / lower beam flange Numerický model / Numerical model: ε = 0,3 Numerický model / Numerical model: ε = 0,7 Čas / Time [min]

200 100 0 0

15

30

45

60

75

90

Obr. 3: Vliv změny emisivity povrchu oceli Fig. 3: Effect of change in steel surface emissivity

79

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Pro část povrchu přípoje bez požární ochrany je uvažována nižší hodnota emisivity plamenů než doporučená hodnota εf = 1,0, která je následně včleněna do výpočtu přestupu tepla do konstrukce přes vnitřní části povrchu mezi U profilem a trubkou ocelobetonového sloupu. Uvažuje se, že na tento povrch sálá teplo pouze z vrstvy kouře sevřené U profilem a sloupem. Povrch, při jehož zahřívání je uvažována nižší hodnota emisivity plamenů, je znázorněn na obr. 4b. V

(a)

A

(b)

Obr. 4: Objem (a) a plocha (b) pro výpočet „střední tloušťky“ vrstvy kouře Fig. 4: Volume (a) and area (b) for calculation of the ‘mean beam length’ of the smoke layer Celková absorpce αf nebo emise εf plamenů nebo vrstvy kouře závisí na součiniteli absorpce/záření K a mocnosti plamenů nebo vrstvy kouře L, jak je uvedeno v [6]. Podle Kirchhoffova zákona se absorpce a emise rovnají. Tudíž lze napsat α f = ε f = 1 − e − KL (2) Při hoření dřeva se součinitel K uvažuje hodnotou 0,8. Pro obecnou geometrii plynného tělesa může být střední tloušťka vrstvy kouře přibližně stanovena jako 4V L = 0,9 (3) A kde V je celkový objem plynu, A je plocha, na kterou sálá teplo, viz obr. 4. Výsledná hodnota emisivity plamenů použitá pro vnitřní části přípoje s U profilem a čelní deskou ze zkoušek na skutečné konstrukci je přibližně εf = 0,05. Pro přestup tepla sáláním přes zbylý povrch konstrukce, na který sálá teplo z celého požárního úseku, je emisivita plamenů uvažována doporučenou hodnotou εf = 1,0.

VALIDACE NUMERICKÉHO MODELU Numerický model přestupu tepla do přípoje je ověřen na naměřených teplotách komponent přípojů z obou požárních zkoušek ve Veselí nad Lužnicí. Níže je uvedeno porovnání změřených teplot a teplot získaných z numerického modelu pro jeden požárně nechráněný a jeden požárně chráněný přípoj.

Požárně nechráněný přípoj Porovnání vypočítaných a naměřených teplot v požárně nechráněném přípoji s U profilem a čelní deskou (A2-B2 na B2) vystaveném druhé požární zkoušce je na obr. 5. Předpovězené teploty jsou v dobrém souladu s naměřenými teplotami zejména ve fázi zahřívání. Větší rozdíl teplot je ve fázi ochlazování, což je zřejmě způsobeno změnou proudění plynu v blízkosti přípoje poté, co byla porušena celistvost ocelobetonové desky nad tímto přípojem v 54. min požární zkoušky. Simulace teplotního pole v přípoji pro 57. min požární zkoušky je na obr. 6.

80

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Teplota / Temperature [°C]

1000 900 800 700 600 500

Termočlánek / Thermocouple TC56: stojina nosníku / beam web Numerický model / Numerical model: stojina nosníku / beam web Termočlánek / Thermocouple TC58: spodní šroub / lower bolt Numerický model / Numerical model: spodní šroub / lower bolt Termočlánek / Thermocouple TC60: pásnice U profilu / reverse channel flange Numerický model / Numerical model: pásnice U profilu / reverse channel flange Čas / Time [min]

400 300 200 100 0 0

15

30

45

60

75

90

105

120

135

150

Obr. 5: Porovnání naměřených a vypočítaných teplot v přípoji bez požární ochrany Fig. 5: Comparison of measured and calculated temperatures in the fire unprotected connection

Obr. 6: Simulace teplotního pole v přípoji bez požární ochrany Fig. 6: Simulation of temperature distribution in the fire unprotected connection Požárně chráněný přípoj 350

Teplota / Temperature [°C]

300 250 200 Termočlánek / Thermocouple TC6: stojina nosníku / beam web Numerický model / Numerical model: stojina nosníku / beam web Termočlánek / Thermocouple TC10: čelní deska / end plate Numerický model / Numerical model: čelní deska / end plate Termočlánek / Thermocouple TC11: pásnice U profilu / reverse channel flange Numerický model / Numerical model: pásnice U profilu / reverse channel flange

150 100 50

Čas / Time [min]

0 0

15

30

45

60

75

90

105

120

135

150

165

180

Obr. 7: Porovnání naměřených a vypočítaných teplot v přípoji s požární ochranou Fig. 7: Comparison of measured and calculated temperatures in the fire protected connection

81

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Na obr. 7 jsou porovnány vypočítané a naměřené teploty komponent přípoje s požární ochranou (A2B2 na B2), který byl vystaven kratšímu požárnímu scénáři v horním podlaží experimentální konstrukce. Teploty jsou ve velmi dobré shodě. Předpovězené teploty převyšují naměřené teploty maximálně o 30 °C. Simulace teplotního pole pro 29. min první požární zkoušky je na obr. 8.

Obr. 8: Simulace teplotního pole v přípoji s požární ochranou Fig. 8: Simulation of temperature distribution in the fire protected connection ZÁVĚR Byla zjištěna dobrá shoda výsledků numerického modelu přestupu tepla do přípoje U profilem a čelní deskou s hodnotami naměřenými při požárních zkouškách na skutečné konstrukci. V současné době je připravován analytický model přestupu tepla, pro požárně nechráněný i požárně chráněný přípoj nechráněného ocelobetonového nosníku na sloup kruhového průřezu s betonovou výplní. Dokončení dizertační práce se plánuje na jaro roku 2014. Hodnotnými výstupy práce bude článek v impaktovaném časopise Fire Safety Journal a užitný vzor přípoje s U profilem a čelní deskou. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož dílčí výsledky jsou prezentovány v tomto příspěvku, byl podpořen výzkumnými granty RFCS COMPFIRE č. RFSR-CT2009-0021 a SGS12/122/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] Jána T.: Teplota přípojů nosníku na sloup při požáru. Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 29.3. a 3.10.2012, Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí, FSv, ČVUT v Praze, s. 46-49, ISBN 978-80-01-05075-0. [2] ČSN EN 1994-1-2: Navrhování spřažených ocelobetonových konstrukcí - Část 1-2: Obecná pravidla - Navrhování konstrukcí na účinky požáru. ČNI, Praha, 2006. [3] Buchanan A. H.: Structural design for fire safety. John Wiley & Sons, Chichester 2003, ISBN 0471-89060-X. [4] Wang Y.C., Burgess I.W., Wald F., Gillie M.: Performance-Based Fire Engineering of Structures. CRC Press, Boca Raton 2012, 369 s., ISBN 978-0-415-55733-7. [5] Dai, X. H., Wang, Y. C., Bailey, C. G.: Temperature Distributions in Unprotected Steel Connections in Fire. Proc. Steel & Composite Structures, Manchester, UK, 2007, s. 535-540. [6] Wickström, U.: Heat transfer in fire technology. Luleå tekniska universitet, Luleå 2012, 168 s.

82

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 POŽÁRNÍ ODOLNOST ŽÁROVĚ ZINKOVANÝCH PROFILŮ FIRE RESISTANCE OF HOT DIP ZINC COATED MEMBERS Jiří Jirků Abstract This paper is focused on description of performed fire tests of surface emissivity of zinc coated members in fire. Three fire tests at horizontal furnace in Veselí nad Lužnicí and one at experimental building were performed. Two fire tests checked the preliminary results from the first fire test in horizontal furnace and the last one monitored behaviour of aged zinc coated members in fire. This paper describes the specimens, their arrangement during fire tests and shows the results. Key words: surface emissivity, surfacing, zinc coating, fire test

ÚVOD Při výpočtu teploty nechráněné ocelové konstrukce za požáru je jako jeden ze vstupních parametrů používána emisivita povrchu ohřívaného prvku. Emisivita povrchu značnou měrou ovlivňuje výslednou teplotu ocelového prvku za požáru. Hodnoty používané ve výpočtech jsou zpravidla konzervativní a používáním správných hodnot lze tedy dosáhnout reálné požární spolehlivosti ocelové konstrukce a současně omezit nákladnou protipožární ochranu prvků. EXPERIMENTY Pro určení emisivity povrchu pozinkované ocelové konstrukce za požáru bylo provedeno několik testů, které tento pozitivní jev potvrdily. První požární experiment byl proveden v roce 2010 v rámci výzkumu Centra integrovaného návrhu progresivních stavebních konstrukcí. Následovaly dva experimenty v roce 2011, kdy jeden z nich byl proveden při požáru v experimentálním objektu o skutečném měřítku. Poslední experiment, kde byly měřeny teploty povrchově upravené konstrukce, se konal v roce 2012. Tato zkouška byla zaměřena na sledování vlivu stárnutí pozinkovaného povrchu na hodnotu povrchové emisivity. Na experimenty byly využity shodné vzorky tak, aby bylo možné jednotlivé výsledky zkoušek vzájemně porovnat a zhodnotit. Experiment č. 1 Podrobný popis experimentu, konaného v horizontální peci v roce 2010, včetně uspořádání vzorků v peci a vypočtených hodnot emisivity, je uveden v [1]. Experiment byl proveden podle nominální teplotní křivky v horizontální peci v požární zkušebně Pavus a.s. ve Veselí nad Lužnicí. Výpočtem byla stanovena hodnota emisivity povrchu ocelové konstrukce v prvních 30 minutách požáru rovna 0,32, tedy méně než polovina hodnoty, již udává ČSN EN 1993-1-2 [2]. Využití snížené hodnoty emisivity ve výpočtu vede k dobré shodě s naměřenými teplotami během experimentu, viz [1]. Experiment č. 2 Druhý experiment byl připraven jako součást požární zkoušky na skutečném objektu, která se uskutečnila v rámci evropského výzkumného projektu RFCS COMPFIRE – Design of joints to composite columns for improved fire robustness.

83

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Poloha vzorků v požárním úseku, jež byly zavěšeny na stropní konstrukci experimentálního objektu, je patrná z obr. 1.

Obr. 1: Umístění vzorků při druhém požárním experimentu Fig. 1: Position of specimens in the compartment

Obr. 2: Vzorky TZ1, TZ2, TZ3 a TZ4 zavěšené ve zkušebním objektu Fig. 2: Specimens TZ1, TZ2, TZ3 a TZ4 suspended in the tested compartment Zkoušené profily Pro experimentální účely byly použity dva druhy průřezů – otevřený a uzavřený. Profily, včetně jejich povrchové úpravy, jsou podrobněji popsány v [1]. Z obr. 3 a obr. 4 je vidět dobrá shoda vypočtených hodnot teploty ocelové konstrukce (s využitím hodnoty emisivity 0,32) a teplot vzorku, změřených při experimentu. Do výpočtu teploty ocelového prvku byl zahrnut také vliv emisivity plynů vznikajících při hoření dřevní hmoty.

84


vypočteno TZ4 teplota plynu

Obr. 3: Porovnání změřené a vypočtené teploty ocelového prvku TZ4 Fig. 3: Comparison of measured and calculated temperature of specimen TZ4

TZ5 vypočteno teplota plynu

Obr. 4: Porovnání změřené a vypočtené teploty ocelového prvku TZ5 Fig. 4: Comparison of measured and calculated temperature of specimen TZ5

Experiment č. 3 Třetí experiment byl zaměřen zejména na ověření hodnot získaných během předcházejících experimentů. Popis experimentu včetně uspořádání vzorků v peci je uveden v [1]. Experiment byl proveden podle nominální teplotní křivky v horizontální peci v požární zkušebně Pavus a.s. ve Veselí nad Lužnicí. V tab. 1 je souhrn použitých vzorků včetně jejich povrchové úpravy.

85

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Tab. 1: Zkoušené vzorky při experimentu č. 3 Table 1: Tested specimens in fire test No. 3

Vzorek

Průřez

Povrchová úprava

TZ20 – IPE TZ21 – IPE TZ22 – TR TZ23 – TR TZ50 – TR TZ51 – TR TZ52 – IPE TZ53 – IPE

IPE 200 IPE 200 TR 114,3×4 TR 114,3×4 TR 114,3×4 TR 114,3×4 IPE 200 IPE 200

Zn Zn bez bez Zn Zn bez bez

Při ověření emisivity povrchu zinkovaných prvků bylo využito již dříve vypočtené hodnoty emisivity povrchu žárově zinkovaného ocelového prvku za požáru 0,32. Z výsledků zobrazených na obr. 5 a obr. 6 je patrné, že shoda změřených a vypočtených hodnot je pro stanovenou hodnotu povrchové emisivity v prvních 20 minutách požáru velmi dobrá.

změřeno vypočteno

Obr. 5: Porovnání změřené a vypočtené teploty ocelového pozinkovaného prvku IPE Fig. 5: Comparison of measured and calculated temperatures of zinc-coated specimen IPE

86


změřeno vypočteno

Obr. 6: Porovnání změřené a vypočtené teploty ocelového pozinkovaného prvku TR Fig. 6: Comparison of measured and calculated temperature of zinc-coated specimen TR Experiment č. 4 Při čtvrtém požárním experimentu byly pozinkované vzorky do požárního úseku umístěny za účelem ověření vlivu stárnutí povrchové úpravy na emisivitu zinkované ocelové konstrukce za požáru. Z předchozích výpočtů a experimentů je patrné, že u nově pozinkovaných prvků dojde ke snížení emisivity povrchu, ale emisivita povrchu vystaveného atmosféře známá není. Experiment proběhl ve vodorovné peci ve zkušebně Pavus ve Veselí nad Lužnicí. Bylo použito celkem deset vzorků otevřených průřezů, přičemž vždy polovina vzorků byla žárově pozinkována, druhá polovina byla bez této povrchové úpravy. Zkušební vzorky měly příčný řez U 60×40×4. Teplota lázně při zinkování byla 461°C, průměrná tloušťka zinkové vrstvy byla 125 µm (max. 153,8 µm, min. 91,9 µm) z 12 měření pro každý vzorek. Byla použita běžná zinkovací lázeň bez přídavných prvků jako Al, Pb, Bi, Sn apod. s chemickým složením předepsaným pro výrobky určené pro trvalý styk s pitnou vodou podle směrnice DASt 022. Vzorky byly vystaveny povětrnostním podmínkám se střední korozní agresivitou po dobu jednoho roku. Poloha zkušebních vzorků během 4. experimentu je patrná z obr. 7. Vzorky byly postaveny do dvojic po obvodě pece tak, aby bylo eliminováno případné nerovnoměrné rozdělení teplot v peci.

Obr. 7: Umístění vzorků v peci Fig. 7: Position of specimens in the furnace

87

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Ve zkušební peci byly vzorky proti převržení tlakem plynů u hořáků stabilizovány v patě přivařenou a přitíženou ocelovou základnou. V peci byl profil proti vedení tepla patou a čelem vzorku odizolován: v patě zasypáním vrstvou písku, ve vrcholu deskou z minerální vlny. Izolace zajistila, že k ohřátí docházelo pouze povrchem profilu, nikoliv jeho konci a vzorek tudíž simuloval nekonečný prvek. Teplota plynu v peci odpovídala nominální teplotní křivce.

Obr. 8: Porovnání změřené teploty pozinkovaného vzorku s teplotou vzorku bez povrchové úpravy Fig. 8: Comparison of measured temperature of specimen with zinc coated surface to temperature of specimen without any surfacing ZÁVĚR Z výše uvedeného grafu je patrné, že stanovení emisivity pro žárově zinkované prvky bylo ověřeno a jeho vliv na požární odolnost konstrukce je evidentní. Bohužel vliv na teplotu konstrukce při požáru jsme zaznamenali jen pro prvky, které nevykazovaly známky koroze zinkového povrchu, jež se projevuje snížením lesklosti. Ani po zahřátí konstrukce při požáru nedošlo k obnovení lesku povrchu. V rámci disertační práce byla získána ověřená technologie na skladbu zinkové lázně pro redukci teploty ocelové konstrukce za požáru. Dále byl získán užitný vzor, který je zaměřen na využití odrazivosti povrchu žárově zinkovaného prvku pro redukci teploty v ocelových prvcích za požární situace. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS 12/122/OHK1/2T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Jirků J.: Požární odolnost zinkovaných prvků. Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 29.3. a 3.10.2012, Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí, FSv, ČVUT v Praze, s. 46-49, ISBN 978-80-01-05075-0.2 [2] ČSN EN 1993-1-2: Navrhování ocelových konstrukcí, Obecná pravidla, část 1-2: Navrhování konstrukcí na účinky požáru, ČNI, Praha, 2006.

88

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 SPOJ DVOJICE DŘEVĚNÝCH KULATIN S OCELOVÝM STYČNÍKOVÝM PLECHEM CONNECTION OF TWO TIMBER POLES WITH NODE STEEL PLATE Eva Mašová Abstract The connection of two poles with node steel plate and shear stops is a new type of round timber connection. It may be used in a construction which is loaded by tension and compression forces. The article aims to investigation of behaviour of specific round timber connection by means of experimental program and analytical models of this connection. The result of this investigation will be a description of the behaviour of the connection of two poles with node steel plate and shear stops derived from the models based on the method of components. Key words: wood, pole, roundtimber, connection, load-bearing structure

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

Obr. 1: Zkušební těleso pro tahovou zkoušku Fig. 1: The specimen for tensile test

89

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 EXPERIMENTY Na jaře roku 2013 proběhly v Experimentálním centru ČVUT v Praze zkoušky zaměřené na chování spoje kulatin při zatížení tlakovou silou. Během zatěžování byly měřeny posuny a deformace jednotlivých částí spoje. Zkušební tělesa byla osazena deseti potenciometrickými snímači pro měření posunů mezi dřevěnými prvky a ocelovým plechem a také pro měření otlačení dřeva pod smykovými zarážkami. Dále pak byla zkušební tělesa osazena osmi tenzometry pro měření přenosu napětí přes jednotlivé smykové zarážky po délce spoje. Tenzometry byly nalepeny na styčníkovém plechu (po obou stranách) 10 mm pod spojovacími prostředky, aby bylo možno vyhodnotit přenos napětí přes smykové zarážky. Data získána z experimentů budou využita pro analytické modely i pro kalibraci numerických modelů. Zkoumaný zkušební vzorek je tvořen dvojicí kulatin (jmenovitý průměr 230 - 310 mm, délka 2 m) a ocelovým styčníkovým plechem (tloušťka 30 a 50 mm) se smykovými zarážkami. Spojovacími prostředky jsou závitové tyče o průměru 20 mm. Zkušební tělesa (obr. 2) jsou navržena ve třech variantách a jejich délka je oproti zkušebním tělesům pro tahovou zkoušku poloviční. Jednotlivé varianty se od sebe liší množstvím spojovacích prostředků a jejich proměnnou vzdáleností (u varianty 1 a 3 doplněny smykovými zarážkami). Pro každou variantu spoje bylo vyrobeno šest zkušebních těles. Cílem zkoušek je prokázat vliv smykových zarážek na celkovou tuhost a únosnost spoje.

Obr. 2: Zkušební tělesa pro zkoušku tlakem Fig. 2: The specimens for the compression test Navíc budou provedeny další dílčí zkoušky. Jedná se o materiálové zkoušky dřeva, které budou provedeny v souladu s normou ČSN EN 408. Při materiálových zkouškách budou měřeny hodnoty pevnosti dřeva v tlaku rovnoběžně s vlákny a ohybu, modul pružnosti v ohybu a pevnost dřeva v tahu rovnoběžně s vlákny. Pro každou materiálovou zkoušku bude vyrobeno šest zkušebních těles.

90

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 PRŮBĚH ZKOUŠEK Zkušební tělesa byla zatěžována hydraulickým válcem přes ocelový styčníkový plech. Během zatěžování byl kontinuálně snímán posun smykových zarážek (plechu) vůči kulatinám a napětí na styčníkovém plechu v závislosti na zatížení (obr. 3). Zkoušky v tlaku byly provedeny cyklováním metodou zatížení a odtížení do hodnoty 500 kN, která byla stanovena jako limita zatížení pro ocelový plech. Při každém stupni zatížení byla zatěžující síla zvětšena o 50 kN. V prvním cyklu bylo zatížení nanášeno do hodnoty 150 kN, poté bylo odtíženo na 50 kN. V druhém cyklu bylo zatěžováno do hodnoty 250 kN a poté opět odtíženo na 50 kN. Po dosažení hodnoty 500 kN v třetím cyklu zatěžování bylo provedeno úplné odtížení (obr. 4). Při zatěžování zkušebních těles se smykovými zarážkami došlo k otlačení smykových zarážek rovnoměrně po celé délce spoje. U varianty bez smykových zarážek nejprve došlo k prokluzu styčníkového plechu a pak k nerovnoměrnému zatlačování závitových tyčí do dřevěné kulatiny.

Obr. 3: Zkušební těleso pro variantu A Fig. 3: The specimen for the version A

Obr. 4: Časový průběh zkoušky Fig. 4: The time progress of the experiment

91

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 VÝSLEDKY ZKOUŠEK Výsledky zkoušek se u jednotlivých variant liší. Varianty A a C se styčníkovým plechem se smykovými zarážkami mají větší deformační kapacitu oproti variantě B, kde je přenos zatížení z plechu do dřeva realizován pouze přes závitové tyče. K přenosu zatížení u variant A a C dochází rovnoměrně pod smykovou zarážkou v rovině spodní hrany zářezu do dřevěné kulatiny. Na obr. 5 je zobrazen graf napětí na ocelovém plechu po délce zkušebního tělesa v závislosti na deformaci u varianty A. Napětí je měřeno pod každou smykovou zarážkou od shora dolů (σ1 – σ4). U obou variant se zarážkami (A a C) nedocházelo k takovému otlačení, které by způsobilo ohnutí závitových tyčí, kterými byl spoj zajištěn. U varianty B naopak došlo k výrazným deformacím závitových tyčí (obr. 6), jelikož z důvodu absence smykových zarážek svorníky přenášely veškeré smykové namáhání.

Obr. 5: Graf napětí v závislosti na deformaci, varianta A – vzorek č. 1 Fig. 5: The diagram Stress - deformation, version A – specimen no.1 Nejmenší deformace byly dosaženy u varianty A, kde spoj se styčníkovým plechem má pět smykových zarážek na každé straně (celkem 10 smykových zarážek) a je zajištěn pěti závitovými tyčemi. Maximální deformace u této varianty dosahovaly hodnoty 2,5 mm, po odtížení tyto deformace klesly na 2 mm. U varianty C je spoj osazen styčníkovým plechem se třemi smykovými zarážkami na každé straně (celkem 6 smykových zarážek) a je zajištěn třemi závitovými tyčemi. Maximální deformace dosahovaly hodnoty 4 mm, po odtížení byla průměrná deformace 3 mm. Největší deformace byly u varianty B bez smykových zarážek, kde byl spoj osazen pouze pěti závitovými tyčemi. Maximální deformace u této varianty dosahovaly hodnoty 39 mm, po odtížení byla hodnota deformace 37 mm.

Obr. 6: Porušení zkušebního tělesa, varianta B Fig.6: The failure of specimen, version B

92


Obr. 7: Závislost deformace na působící síle, varianta A, B, C Fig. 7: The diagram of relation between the deformation and applied force, version A, B, C Zajímavé je porovnání vývoje deformace z hlediska časového průběhu u variant A a C, jelikož mají stejný počet spojovacích prostředků. Hodnoty deformace 2,5 mm bylo dosaženo u varianty A při zatížení 500 kN. U varianty B bylo této hodnoty dosaženo již při 50 kN. Zbytková deformace po dosažení maximálního zatížení 500 kN a následného odtížení je u varianty A přibližně 20 x nižší než u varianty B. NUMERICKÝ MODEL Numerická analýza spoje dvojice kulatin bude provedena pomocí softwaru ANSYS Workbench. Jedná se o nelineární kontaktní úlohu. Při úloze bude řešena materiálová nelinearita, geometrická nelinearita a kontakty. Materiálové vlastnosti dřeva budou získány z materiálových zkoušek zkušebních těles. Bude namodelováno kontaktní rozhraní, které umožňuje reálné chování (přiblížení či oddálení těles, vzájemný pohyb těles – prokluz ve spoji, koeficient tření).

Obr. 8: Numerický model v programu ANSYS Workbench Fig. 8: The Numerical model in the software ANSYS Workbench

93

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 ANALYTICKÝ MODEL Analytický model spoje dvojice kulatin se smykovou zarážkou je sestaven pomocí metody komponent [2]. Metodou komponent bude stanovena celková, dílčí tuhost a deformace a jednotlivých částí. Spoj je rozdělen na tři hlavní komponenty: Komponenta 1 – ocelový styčníkový plech, komponenta 2 – otlačení dřeva rovnoběžně s vlákny pod smykovou zarážkou, komponenta 3 – otlačení dřeva rovnoběžně s vlákny. Komponenta 1: Ocelový styčníkový plech δ = k=

F × Lp

(1)

E oceli × A p

F

δ

=

F F × Lp

=

Eoceli × A p

(2)

Lp

E oceli × A p

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

n × F × heq

(3)

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

(4)

E dřeva × Az

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

δ =

(5) (6)

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

Pro jednotlivé komponenty jsou sestaveny rovnice, které vyjadřují jejich tuhost a jejich deformaci. Spoj je rozdělen na šest částí, pro jednotlivé části jsou vyjádřeny rovnice pro výpočet tuhosti. ZÁVĚR Cílem disertační práce je provést analýzu a popsat chování spoje dvojice kulatin s ocelovým styčníkovým plechem. Analytický model je sestaven pomocí metody komponent. Numerický model je připravován v softwaru ANSYS. Kalibrace numerického modelu bude provedena podle výsledků experimentů. Analýza umožní praktické navrhování tohoto typu styčníku pomocí vstupních parametrů, které mají vliv na únosnost a deformaci spoje. Výsledky budou prezentovány na mezinárodní konferenci. Dále bude publikován článek v recenzovaném časopise. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS12/124/OHK1/2T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Jiroutová D., Kolísko J.: Tahové zkoušky spojů dřevěných prvků konstrukce rozhledny. Zpráva Kloknerova ústavu ČVUT v Praze, 2009 [2] Sobotka Z.: Reologie hmot a konstrukcí. Academia, Praha, 1981

94

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 MĚŘENÍ VLASTNÍCH FREKVENCÍ KONSTRUKČNÍCH TÁHEL NA TROJSKÉM MOSTĚ MEASURING OF EIGENFREQUENCIES OF TENSION BARS ON TROJA BRIDGE Radka Teplá Abstract The experimental measuring in situ on stays of Troja arch Bridge started this year. The aim of the experiment is to get representative sample of measurements for determination behaviour and boundary restraining conditions of these stays made from tension bar systems. Further uncertain value is logarithmic decrement of damping of these components. It is possible to obtain values for cables but not exactly for tension bar systems. The strain gauges and accelerometers are fastened on selected bars to measure acceleration and stresses in the stays .This article presents measurement methods and partial evaluation of eigenfrequencies on stays. Key words: cyclic loading, tension bar systems, eigenfrequency, Troja Bridge

ÚVOD Posouzení na únavu, stejně jako posouzení ostatních mezních stavů, vyžaduje analýzu dvou stran nerovnosti. Na jedné straně je třeba se zabývat odolností vůči únavovému poškození táhla, která je ovlivněna materiálem zejména na úrovni mikroskopické, dále tvarem prvku a vrubu, jež ovlivňují koncentraci napětí a potenciálně tak zvyšují riziko vzniku a šíření trhlin. U systémových táhel se únavová pevnost určuje převážně experimentálně na celé sestavě táhla. Obecně je snaha o takovou konstrukci táhla a jeho komponent, která minimalizuje koncentrátory napětí a reziduální pnutí. Únavová zkouška táhla M24 byla již publikována [1]. Na straně druhé je nutné analyzovat zatížení, která únavové namáhání způsobují. Proto je u mostů nezbytné shromáždit informace o zatížení větrem a dopravou a aplikovat tyto poznatky na táhla. Aby bylo možné provést analýzu odezvy táhla na cyklické zatížení ve formě spekter rozkmitů napětí, je potřeba použít vhodný verifikovaný model, s jehož použitím bude možné získat odpovídající modální charakteristiky. Pro zjištění tendence konkrétního táhla k příčnému kmitání je zásadní hodnotou logaritmický dekrement útlumu táhla. Bez znalosti logaritmického dekrementu útlumu je jakýkoliv výpočet příčného kmitání nemožný. Průběh a výsledky měření autorky jsou uvedeny v tomto článku. V průběhu března, dubna a května roku 2013 proběhla experimentální měření na závěsech na Trojském obloukovém mostě se síťovým uspořádáním. Měření probíhala v různých fázích výstavby a další měření jsou ještě naplánována. V této publikaci jsou zahrnuta měření na závěsech různých délek, různých průměrů, s různým zatížením a při různých statických schématech celého mostu. EXPERIMENTÁLNÍ MĚŘENÍ NA ZÁVĚSECH NA TROJSKÉM MOSTĚ Trojský most je sdružený most pozemní komunikace a městské kolejové dopravy o rozpětí 200,4 metru. Na každé straně mostu jsou dva jízdní pruhy pro silniční dopravu a uprostřed jsou směrově rozděleny tramvajovým pásem. Most je směrově přímý a výškově zakřivený. Hlavní pole tohoto mostu přes Vltavu tvoří ocelový plnostěnný předpjatý síťový oblouk s dolní mostovkou. Mostovka je z předpjatého betonu, tvoří ji prefabrikované příčníky a monolitická deska. Ocelobetonové táhlo je zavěšeno na síťově uspořádaných závěsech. Po obou stranách mostu jsou připevněny ocelové chodníkové konzoly, které podepírají ocelovou mostovku prostoru pro pěší a cyklisty. Na mostě je celkem 200 závěsů, na každé straně mostu dvě osnovy závěsů tvoří síťové uspořádání. Každá osnova má 50 závěsů o čtyřech různých průměrech (72 mm, 82 mm, 98 mm a 102 mm), což

95

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 odpovídá dimenzím použitých závitů (M76, M85, M100 a M105). Závěsy ve vnějších osnovách jsou označeny písmenem E a závěsy ve vnitřních osnovách jsou označeny písmenem I. Strana mostu směrem do Tróje je označena jako pravá strana a název závěsu obsahuje písmeno P, závěsy na levé straně obsahují písmeno L. Měření jsou prováděna především na závěsech s označením ELXX nebo EPXX. Externí řady byly zvoleny kvůli měření při buzení větrem, aby ustálený proud větru nebyl rozrušován další osnovou. K buzení závěsu je použito rázové kladivo nebo vítr. Na závěsu je připevněn akcelerometr, který snímá zrychlení ve dvou ortogonálních příčných směrech (Y, Z), viz obr. 1. Legenda pro polohy akcelerometru a místo úderu rázového kladiva na závěsech je na obr. 2.

Akcelerometr snímající zrychlení ve směru Y a Z Buzení závěsu pomocí úderu kladivem

Obr. 1: Měření vlastní frekvence závěsu na Trojském mostě Fig. 1: Measuring of eigenfrequency on Troja bridge stay

Obr. 2: Závěs a umístění akcelerometru Fig. 2: Stay and placement of accelerometer 96

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Akcelerometr zaznamená zrychlení v závislosti na čase a aplikace „Kmity“ [2] z naměřeného průběhu vypočte a zobrazí spektrum frekvencí pomocí rychlé Fourierovy transformace. V zobrazeném spektru se pak interaktivně označí maxima jednotlivých frekvencí a dané frekvenci se přiřadí její pořadové číslo j. V uživatelsky nastavitelném okolí označeného bodu je vyhledáno maximum dané frekvence a zobrazeno včetně hodnoty na obrazovce pro vizuální kontrolu. Interaktivní způsob určování jednotlivých frekvencí byl zvolen proto, že akcelerometr se může vyskytnout v uzlu kmitání nějaké frekvence nebo v jeho blízkosti a tato frekvence se pak ve spektrogramu nezobrazí, což musí být zohledněno. Záznam zrychlení z akcelerometru a označené vlastní frekvence jsou na obr. 3.

Obr. 3: Aplikace Kmity – akcelerogram a označené vlastní frekvence [2] Fig. 3: Application Kmity – accelerogram and determined eigenfrequencies [2] První měření bylo provedeno 14.3.2013 ještě při uložení mostu na provizorních podporách. Druhé měření bylo provedeno 17.4.2013 po spuštění z provizorních podpor a po deaktivaci provizorní příhradové konstrukce. Třetí měření bylo provedeno 9.5.2013 po vnesení 95 procent podélného předpětí do mostovky. Osové síly uvedené v tabulkách jsou získány z tenzometrického měření v okamžiku měření zrychlení. Výsledky jsou uvedeny v následujících tabulkách 1, 2 a 3.

Tab. 1: Výsledky měření ze dne 14.3.2013 Table 1: Experimental results from 14th March 2013 Název závěsu

EL01 EL02 EL03 EL04 EL05

Profil

M105 M105 M105 M105 M105

Průměr d mm 102 102 102 102 102

Délka L mm 7535 9672 11557 13263 14775

Síla N kN 420 606 647 572 393

f1 Hz 6,66 6,49 5,55 4,52 4,36

Změřená vlastní frekvence f2 f3 f4 f5 f6 f7 f8 Hz Hz Hz Hz Hz Hz Hz Buzení rázovým kladivem do bodu A, horní poloha, směr Y 17,77 35,72 50,42 89,04 14,44 26,57 42,90 62,29 85,36 11,88 20,51 32,56 47,17 63,66 82,97 9,66 16,32 25,38 36,91 50,24 65,03 82,20 8,37 12,22 19,48 27,60 37,51 49,73 63,83

97

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 EL06 EL07 EL08 EL09 EL10 EL11 EL12 EL13 EL14 EL15 EL16 EL17 EL18 EL19 EL20 EL21 EL22 EL23 EL24 EL25 EL26

M100 M100 M100 M100 M100 M100 M100 M85 M85 M85 M85 M85 M85 M85 M85 M85 M85 M76 M76 M76 M76

97 97 97 97 97 97 97 82 82 82 82 82 82 82 82 82 82 72 72 72 72

16132 17335 18386 19305 20051 20684 21213 21630 21948 22194 22392 22500 22561 22564 22511 22419 22266 22122 21842 21577 21282

246 209 186 203 250 332 324 266 234 186 212 158 146 162 173 185 214 137 129 129 153

2,91 2,14 2,05

1,88 1,62 1,97

5,81 4,96 4,44 4,19 4,19 4,61 4,36 4,70 4,36 3,67 3,85 3,76 3,50 3,59 3,67 3,59 3,93 3,50 3,42 3,41 4,02

EL24 EL24 EL26

M76 M76 M76

72 72 72

21842 21842 21282

129 129 153

1,79 1,75 1,97

3,59 3,46 4,02

EL24 EL24 EL26

M76 M76 M76

72 72 72

21842 21842 21282

129 129 153

1,62 1,62 1,79

3,59 3,59 3,93

2,05 1,96 2,05 1,88 1,71 1,97 1,79 1,54 1,62 1,71 1,97 1,97

10,17 15,21 21,53 31,02 8,80 12,99 19,14 27,09 7,60 11,36 17,26 23,16 6,92 10,51 15,55 20,76 6,84 10,34 14,78 19,82 7,52 11,28 15,55 20,76 6,75 10,34 14,01 19,31 7,00 10,42 13,67 18,63 6,67 9,91 12,99 17,69 5,64 8,54 11,36 16,06 5,81 8,72 11,45 15,81 5,81 8,80 11,71 16,06 5,47 8,29 11,02 15,21 5,55 8,29 11,11 15,21 5,73 8,72 11,54 15,81 5,38 7,95 10,85 15,04 5,99 8,97 11,79 16,32 5,13 7,60 10,17 14,01 5,30 7,95 10,77 14,78 5,30 7,94 10,60 14,61 6,07 9,06 11,88 16,24 Buzení větrem, horní poloha, směr Y 5,3 7,95 10,68 14,7 5,47 8,16 10,72 14,74 6,24 8,89 11,66 15,89 Buzení větrem, horní poloha, směr Z 5,47 8,12 10,77 5,47 8,16 10,77 5,98 8,89 11,66 15,89

41,44 34,86 30,93 28,62 27,17 27,34 24,87 23,16 21,96 19,48 19,57 20,08 19,06 19,40 19,06 20,34 17,77 18,03 18,37 20,08

50,42 44,95 40,33 35,80 33,50 33,84 31,70 29,74 28,45 25,55 25,55 26,23 24,87 25,21 25,55 24,87 26,32 23,07 23,84 23,75 25,38

18,37 24,1 18,46 24,01 19,95 25,21 18,37 23,75 18,37 23,80 19,95 25,25

Tab. 2: Výsledky měření ze dne 17.4.2013 Table 2: Experimental results from 17th April 2013 Název závěsu

EL01 EL02 EL03 EL04 EL05 EL06 EL07 EL08 EL09 EL10 EL11 EL12 EL13 EL14 EL15 EL16 EL17 EL18 EL19 EL20 EL21 EL22 EL23 EL24 EL25 EL26 EL27 EL28

Profil

M105 M105 M105 M105 M105 M100 M100 M100 M100 M100 M100 M100 M85 M85 M85 M85 M85 M85 M85 M85 M85 M85 M76 M76 M76 M76 M76 M76

Průměr d mm 102 102 102 102 102 97 97 97 97 97 97 97 82 82 82 82 82 82 82 82 82 82 72 72 72 72 72 72

Délka L mm

Síla N kN

7535 9672 11557 13263 14775 16132 17335 18386 19305 20051 20684 21213 21630 21948 22194 22392 22500 22561 22564 22511 22419 22266 22122 21842 21577 21282 20956 20594

1393 1620 1741 1747 1557 1230 1007 836 738 731 839 825 645 632 566 589 517 479 475 503 549 610 439 456 461 491 451 417

f1 Hz 9,48 9,31 8,03 6,84 4,87 4,02 3,50 3,08 2,91 2,99 2,91 2,99 2,91 2,64 2,56 2,39 2,40 2,56 2,73 2,56 2,65 2,91 2,81 2,73

Změřené vlastní frekvence f2 f3 f4 f5 f6 f7 Hz Hz Hz Hz Hz Hz Buzení rázovým kladivem do bodu A, horní poloha, směr Y 22,9 42,47 98,35 18,97 32,90 50,67 69,98 92,63 16,15 26,40 39,82 55,37 71,95 91,43 13,76 21,88 32,39 45,03 58,78 73,23 11,96 17,94 36,83 46,06 9,74 15,89 22,05 29,57 40,25 51,61 8,29 13,33 18,12 25,55 34,01 41,96 7,26 11,37 15,81 22,47 28,71 37,17 6,41 9,91 14,18 19,74 25,29 33,58 6,07 9,23 13,50 18,20 31,19 6,41 9,66 14,01 18,37 24,18 30,85 6,15 9,14 13,33 17,26 23,24 28,88 6,32 9,31 13,42 16,92 22,39 27,09 6,24 9,14 13,07 16,49 21,79 5,64 8,20 11,88 15,04 20,00 24,18 5,73 8,37 12,04 15,21 20,08 8,20 8,20 11,88 15,04 19,91 24,18 5,21 7,78 11,19 14,27 18,88 22,90 5,13 7,60 11,02 14,10 18,80 22,99 5,38 7,97 11,53 14,61 19,40 23,41 5,30 7,52 10,77 14,18 18,97 23,24 5,90 8,63 12,30 15,55 20,59 24,87 5,30 7,43 10,60 13,67 18,46 22,30 5,64 8,12 11,62 14,61 19,40 23,33 5,73 8,37 11,96 15,12 19,91 24,01 6,15 8,89 12,65 15,98 20,76 25,46 5,98 8,72 12,39 15,81 20,68 25,38 5,90 8,72 12,30 15,98 20,59 25,98

98

f8 Hz

61,27 52,89 47,00 40,93 37,68 37,77 36,15 34,18 33,15 30,68 30,68 30,59 29,14 29,22 29,82 29,31 31,45 27,86 29,31 29,99 31,79 31,02 31,19

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 EL41 EL42 EL43 EL50 EP01 EP02 EP03 EP04 EP08 EP41 EP42 EP43 EP50

M85 M85 M100 M100 M105 M105 M105 M105 M100 M85 M85 M100 M100

82 82 97 97 102 102 102 102 97 82 82 97 97

13531 12782 11981 4826 7527 9663 11552 13257 18380 13520 12780 11981 4809

256 265 412 809 1265 1514 1681 1709 804 223 259 343 853

3,67 4,19 4,44 16,15 9,14 9,23 7,76 6,92 3,50 3,25 3,67 4,10 16,41

7,95 9,06 9,57 47,00 21,96 18,88 15,64 14,01 7,35 6,92 7,86 9,06 47,42

13,24 15,12 16,92 83,74 41,61 32,73 25,72 22,13 11,71 11,88 13,59 16,32

23,84 27,17

29,99 35,03 39,82

41,01 48,11 55,71

71,78

91,52

50,67 38,88 32,56 16,24 18,88 21,19 26,57

94,93 69,81 54,00 45,20 23,16 27,51 31,70 39,31

92,37 70,24 59,38 29,57 37,94 42,90 53,58

90,06 74,34 38,28 49,39 56,40 70,41

92,37 48,62 62,21 70,75 91,00

Tab. 3: Výsledky měření ze dne 9.5.2013 Table 3: Experimental results from 9th May 2013 Název závěsu

Profil

Průměr d mm

Délka L mm

Síla N kN

Změřené vlastní frekvence f2 f3 f4 f5 f6 f7 Hz Hz Hz Hz Hz Hz Buzení rázovým kladivem do bodu A, horní poloha, směr Y 18,63 32,30 49,90 69,13 91,94 7,09 11,28 15,64 22,22 28,63 37,00 6,41 9,40 13,50 17,09 22,64 27,51 6,32 9,23 13,24 16,75 22,05 26,66 5,64 8,37 12,04 15,38 20,25 24,61 5,30 7,95 11,45 14,53 19,23 23,33 5,90 8,63 12,39 15,63 20,68 25,04 5,64 8,20 11,71 14,70 19,48 23,41 Buzení rázovým kladivem do bodu A, horní poloha, směr Z 17,69 30,33 45,03 58,87 75,54 93,90 7,01 10,94 15,30 21,70 27,69 35,55 6,15 8,97 12,82 16,24 21,53 26,06 5,98 8,8 12,56 15,89 20,94 25,29 5,47 7,95 11,45 14,53 19,23 23,33 5,21 7,69 11,02 14,1 18,63 22,73 5,81 8,46 12,04 15,3 20,25 24,44 5,73 8,29 11,79 14,87 19,57 23,5

f1 Hz

EL02 EL08 EL13 EL14 EL17 EL18 EL22 EL24

M105 M100 M85 M85 M85 M85 M85 M76

102 97 82 82 82 82 82 72

9672 18386 21630 21948 22500 22561 22266 21842

1520 798 654 650 534 494 612 457

9,06 3,42 2,99 2,99 2,64 2,48 2,82 2,73

EL02 EL08 EL13 EL14 EL17 EL18 EL22 EL24

M105 M100 M85 M85 M85 M85 M85 M76

102 97 82 82 82 82 82 72

9672 18386 21630 21948 22500 22561 22266 21842

1520 798 654 650 534 494 612 457

8,72 3,33 2,91 2,82 2,56 2,48 2,73 2,73

f8 Hz

46,66 34,44 33,50 30,93 29,48 31,53 29,39

44,09 32,47 31,62 29,31 28,63 30,68 29,39

Srovnání vlastních frekvencí ve směru Y - 17.4.2013

frekvence [Hz]

100 80 60 40 20 0 1

2

3

4

5

6

7

pořadnice frekvence j EL18, 479kN, 22561 mm, M85 EL28, 417kN, 20594 mm, M85

EL23, 439kN, 22122 mm, M76 EL43, 412kN, 11981 mm, M100

Obr. 4: Srovnání vlastních frekvencí, síla v závěsu ≈ 412 až 479 kN Fig. 4: Comparison between eigenfrequencies, force in stay ≈ 412 to 479 kN 99

8


Srovnání vlastních frekvencí ve směru Y - 17.4.2013

frekvence [Hz]

100 80 60 40 20 0 1

2

3

4

5

6

7

8

pořadnice frekvence j EL08, 836kN, 18386 mm, M100 EL50, 809kN, 4826 mm, M105

EL11, 839kN, 20684 mm, M100

Obr. 5: Srovnání vlastních frekvencí, síla v závěsu ≈ 809 až 839 kN Fig. 5: Comparison between eigenfrequencies, force in stay ≈ 809 to 839 kN Na obr. 4 je uvedeno srovnání vlastních naměřených frekvencí pro síly v závěsu ≈ 412 až 479 kN a na obr. 5 je uvedeno srovnání vlastních naměřených frekvencí pro síly v závěsu ≈ 809 až 839 kN.

Logaritmický dekrement útlumu ještě nebyl vyhodnocen. ZÁVĚR V budoucí disertační práci budou zahrnuta měření na závěsech různých délek, různých průměrů, s různým zatížením a při různých statických schématech celého mostu. K buzení soustavy se používá rázové kladivo nebo vítr. Na závěsu je připevněn akcelerometr, který snímá zrychlení ve dvou ortogonálních příčných směrech (Y, Z). Při buzení větrem bude také měřen směr a síla větru anemometrem. Z rozsáhlého měření budou stanoveny vlastní frekvence, logaritmický dekrement útlumu a okrajové podmínky statického působení táhel při kmitání závěsů. Výsledky z měření budou porovnány s teoretickým modelem. Cílem disertační práce jsou doporučení pro obecný teoretický model síťového mostu, pomocí kterého lze stanovit logaritmický dekrement útlumu táhel. Po uvedení mostu do provozu bude na mostě měřeno spektrum rozkmitů napětí v závěsech od zatížení dopravou. Hodnotným výstupem výzkumu bude aplikovaná technologie a publikace v recenzovaném časopise. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky SGS12/127/OHK1/2T/11.

se

prezentují

v tomto

příspěvku,

byl

podpořen

grantem

LITERATURA [1] Teplá R.: Systémy konstrukčních táhel při cyklickém zatížení, Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí. Praha: ČVUT, Fakulta stavební, Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí, 2012, s. 62-65. ISBN 978-80-01-05075-0. [2] Nečas M.: Měření napětí v táhlech pomocí vlastních frekvencí, Bakalářská práce, Katedra měření, Fakulta elektrotechnická, ČVUT, 2009

100

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Publikace katedry ocelových a dřevěných konstrukcí v roce 2012 Odborné knihy Dolejš, J. - Picek, Z. - Vlasák, M. - Vlasák, S. - Zvěřina, F.: Navrhování konstrukcí z lešení II, ČVUT, 2012, 212 s. ISBN 978-80-01-04960-0. Dvořáková, E. - Bednář, J. - Wald, F. - Vassart, O. - Zhao, B.: Membránové působení ocelobetonové konstrukce vystavené požáru - Metodika návrhu, ČVUT, 2012. 84 s. ISBN 978-80-01-05063-7. Dvořáková, E. - Bednář, J. - Wald, F. - Vassart, O. - Zhao, B.: Membránové působení ocelobetonové konstrukce vystavené požáru - Vědecké podklady, ČVUT, 2012,152 s. ISBN 978-80-01-05083-5. Wald, F. - Burgess, I.W.- Rein, G. - Kwasniewski, L. - Vila Real, P. - et al.: Integrated Fire Engineering and Response - Case Studies, CTU, 2012. 374 p. ISBN 978-80-01-05004-0. Wald, F. - Horová, K. - Prix, R. - Nohová, I. - Bek, P. - et al.: Integrace statického výpočtu do požárně bezpečnostního řešení stavby, ČVUT, 2012, 123 s. ISBN 978-80-01-04994-5. Wald, F. - Macháček, J. - Jandera, M. - Dolejš, J. - Sokol, Z. - et al.: Structural Steel Design according to Eurocodes, CTU, 2012. 197 p. ISBN 978-80-01-05046-0. Wald, F. - Rotter, T. - Studnička, J. - Macháček, J. - Kuklík, P. - et al.: K navrhování ocelových, dřevěných a skleněných konstrukcí, 2012, 146 s. ISBN 978-80-01-05082-8. Wald, F. - Wang, Y.C. - Burgess, I.W. - Gillie, M.: Performance-Based Fire Engineering of Structures, CRC Press, 2012, 369 p. ISBN 978-0-415-55733-7. Kapitoly v odborné knize Schorsch, P. - Pavlů, T. - Netušil, M. - Wald, F. - Hájek, P.: Effect of Locality on the Environmental Impact of Buildings - Case study. In: Concepts and methods for steel intensive building projects, Brussels, ECCS, 2012, p. 233-242. ISBN 978-92-9147-106-5. Články v zahraničních časopisech Bednář, J. - Wald, F. - Vodička, J. - Kohoutková, A.: Membrane Action of Composite Fibre Concrete Slab in Fire. In: Procedia Engineering, 2012, No. 40, p. 498-503. ISSN 1877-7058. Eliášová, M. - Netušil, M.: Experimental Comparison of Different Types of Glass Composite Beams In: XXVII A.T.I.V. Conference, 2012, p. 126-131. ISSN 2281-3462. Chlouba, J. - Wald, F.: Temperature of a Partially Embedded Connection Subjected to Fire. In: Fire Safety Journal, 2012, vol. 54, no. 8, p. 121-129. ISSN 0379-7112. Jermoljev, D. - Macháček, J.: Interaction of Non-metallic Membranes with Supporting Steel Structure. In: HAMKin julkaisuja, 2012, No. 12, p. 42-53. ISSN 1795-4231. Jermoljev, D. - Macháček, J.: Steel Structures with Prestressed Linear and Membrane Elements In: Procedia Engineering, 2012, No. 40, p. 171-176. ISSN 1877-7058. Melzerová, L. - Kuklík, P. - Šejnoha, M.: Variable Local Moduli of Elasticity as Inputs to FEM-based Models of Beams Made from Glued Laminated Timber. In: Technische Mechanik, 2012, vol. 32, No. 2-5, p. 425-434. ISSN 0232-3869. Melzerová, L. - Kuklík, P.: Non-destructive Tests of Modulus of Elasticity for the Glued Laminated Timber Beams. In: Procedia Engineering, 2012, No. 57, p. 409-412. ISSN 1877-7058. Netušil, M. - Eliášová, M.: Design of the Composite Steel-Glass Beams with Semi-Rigid Polymer Adhesive Joint. In: Journal of Civil Engineering and Architecture. 2012, vol. 57, No. 6, p. 1059-1069. ISSN 1934-7359. Outinen, J. - Samec, J. - Sokol, Z.: Research on Fire Protection Methods and a Case Study "Futurum". In: Procedia Engineering. 2012, No. 40, p. 339-344. ISSN 1877-7058. Psota, J. - Rotter, T.: New Conception of the Shear Connector for Composite Bridge Decks. In: Procedia Engineering, 2012, No. 40, p. 387-392. ISSN 1877-7058. Teplá, R. - Rotter, T.: Tension Bar Systems under Cyclic Loading. In: Procedia Engineering, 2012, No. 40, p. 451-456. ISSN 1877-7058. Pošta, R. - Dolejš, J.: Steel Reinforced Ducts Stressed by Temperature. In: Procedia Engineering, 2012, No. 40, p. 381-386. ISSN 1877-7058. Thöndel, Š. - Studnička, J.: Behaviour of Steel-Concrete Composite Beam with High Ribbed Deck. In: Procedia Engineering, 2012, No. 40, p. 457-462. ISSN 1877-7058.

101

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Vovesný, M. - Rotter, T.: GFRP Bridge Deck Panel. In: Procedia Engineering, 2012, No. 40, p. 492-497. ISSN 1877-7058. Články v národních časopisech Bednář, J. - Jána, T. - Wald, F.: Částečně chráněný strop při požární zkoušce ve Veselí nad Lužnicí. In: Konstrukce. 2012, roč. 11, č. 2, s. 69-71. ISSN 1213-8762. Dufková, M. - Kuklík, P.: Stanovení nosné a dělicí funkce lehkých skeletů dřevostaveb za požáru. In: TZB info, 2012, s. 1-6. ISSN 1801-4399. Dvořáková, E. - Kuklíková, A. - Kuklík, P.: Kompozitní dřevobetonové konstrukce za požáru. In: TZB info, 2012, s. 1-4. ISSN 1801-4399. Dvořáková, E. - Kuklíková, A.: Numerická analýza chování dřevobetonové konstrukce. In: TZB info, 2012, s. 14. ISSN 1801-4399. Eliášová, M.: Navrhování konstrukcí ze skla podle evropských norem. In: Konstrukce. 2012, roč. 11, č. 6, s. 8591. ISSN 1213-8762. Horová, K. - Jána, T. - Wald, F.: Modelování požáru ve Veselí nad Lužnicí. In: Konstrukce. 2012, roč. 11, č. 1, s. 43-45. ISSN 1213-8762. Horová, K. - Wald, F.: Tepelná a mechanická zatížení konstrukcí při požáru. In: TZB-info, 2012, s. 1-22. ISSN 1801-4399. Jána, T. - Jirků, J. - Wald, F.: Požární odolnost přípojů při zkouškách ve Veselí nad Lužnicí In: Konstrukce. 2012, roč. 11, č. 3, s. 41-47. ISSN 1213-8762. Jandera, M. - Macháček, J.: Zkoušky čtvercových sloupků ze za studena tvářené korozivzdorné oceli. In: Stavební obzor. 2012, č. 8, s. 228-234. ISSN 1210-4027. Jirků, J. - Jána, T. - Wald, F.: Ověření požární odolnosti žárově zinkovaných prvků zkouškou ve Veselí nad Lužnicí. In: Konstrukce. 2012, roč. 11, č. 4, s. 60-62. ISSN 1213-8762. Kuklík, P. - Kuklíková, A. - Nechanický, P.: Dřevobetonové stropy pro lehké skelety dřevostaveb. In: TZB info, 2012, s. 1-4. ISSN 1801-4399. Machalická, K. - Eliášová, M.: Lepené spoje pro nosné konstrukce ze skla. In: Konstrukce. 2012, roč. 11, č. 4, s. 48-54. ISSN 1213-8762. Nechanický, P. - Kuklík, P.: Možnosti provádění kompozitních dřevobetonových konstrukcí. In: TZB info, 2012, s. 1-4. ISSN 1801-4399. Netušil, M.: Řešený příklad návrhu nosné desky ze skla. In: Konstrukce. 2012, roč. 11, č. 6, s. 79-82. ISSN 12138762. Wald, F. - Jána, T. - Smítka, V. - Křemen, T. - Lebr, M.: Požární odolnost lehkých skládaných plášťů při zkoušce ve Veselí nad Lužnicí. In: Konstrukce. 2012, roč. 11, č. 6, s. 50-53. ISSN 1213-8762. Žižka, J. - Wald, F.: Kotvení sloupu zabetonovanou deskou. In: Konstrukce. 2012, roč. 11, č. 2, s. 18-22. ISSN 1213-8762. Sborníky Studnička, J. - Vovesný, M. (ed.): Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí. Praha: ČVUT, 2012, 112 s. ISBN 978-80-01-05075-0. Wald, F. - Burgess, I. - Horová, K. - Jirků, J. (ed.): Integrated Fire Engineering and Response, Fire Engineering Research - Key Issues for the Future, Materials of Training School. CTU 2012. 170 p. ISBN 978-80-01-05044-6. Příspěvky v domácích sbornících Bednář, J. - Wald, F. - Vodička, J. - Kohoutková, A.: Membrane Action of Composite Fibre Concrete Slab in Fire. In: Steel Structures and Bridges, Žilina, 2012, p. 100. ISBN 978-80-89619-00-9. Dufková, M. - Kuklík, P.: Computational Models for Determining the Contribution to the Fire Resistance of Timber Structures. In: Wood and Fire Safety, Žilina, 2012, p. 119-126. ISBN 978-80-87427-23-1. Dufková, M. - Kuklík, P.: Stanovení nosné a dělicí funkce lehkých skeletů dřevostaveb za požáru. In: Sborník přednášek, Volyně, 2012, s. 193-197. ISBN 978-80-86837-36-9.

102

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Dvořáková, E. - Kuklíková, A.: Numerická analýza chování dřevobetonové konstrukce. In: Sborník přednášek. Volyně, 2012, s. 211-216. ISBN 978-80-86837-36-9. Hasníková, H. - Kuklík, P.: Use of Ultrasound for a Historical Timber Structures Investigation. In: Proceedings of the 3rd Conference Nano and Macro Mechanics NMM, ČVUT, 2012, p. 43-46. ISBN 978-8001-05097-2. Hasníková, H. - Vídenský, J. - Kuklík, P.: Vliv velikosti trhliny na šíření ultrazvukových vln v dřevěné konstrukci. In: Zkoušení a jakost ve stavebnictví, Brno, 2012, s. 161-168. ISBN 978-80-214-4578-9. Horová, K. - Jána, T. - Jirků, J. - Wald, F.: Požární zkoušky na dvoupodlažní experimentální budově. In: Červený Kohout. České Budějovice, 2012, s. 1-15. ISBN 978-80-02-02359-3. Jermoljev, D. - Macháček, J.: Steel Structures with Prestressed Linear and Membrane Element. In: Steel Structures and Bridges, Žilina, 2012, p. 44. ISBN 978-80-89619-00-9. Jirků, J. - Wald, F. - Jána, T.: Ověření přestupu tepla do pozinkovaných prvků požární zkouškou. In: Sborník přednášek, Ostrava, 2012, s. 150-161. ISBN 978-80-905298-0-9. Kuklík, P. - Kuklíková, A. - Nechanický, P.: Dřevobetonové stropy pro lehké skelety dřevostaveb. In: Sborník přednášek, Volyně, 2012, s. 217-222. ISBN 978-80-86837-36-9. Melzerová, L. - Kuklík, P.: Non-destructive Tests of Modulus of Elasticity for the GLT Beams. In: Proceedings of the 50th Annual Conference on Experimental Stress Analysis. CTU 2012, p. 271-276. ISBN 978-80-0105060-6. Melzerová, L. - Kuklík, P.: Vysokopevnostní výztužné lamely v nosnících z lepeného lamelového dřeva. In: Sborník přednášek, Volyně, 2012, s. 198-202. ISBN 978-80-86837-36-9. Melzerová, L. - Kuklík, P.: Zvýšení kvality vstupního souboru modulů pružnosti do MKP modelů nosníků z lepeného lamelového dřeva. In: Spolehlivost konstrukcí, ZČU Plzeň, 2012, s. 43-48. ISBN 978-80-261-0116-1. Pošta, R. - Dolejš, J.: Steel Reinforced Ducts Stressed by Temperature. In: Steel Structures and Bridges, Žilina, 2012, p. 80. ISBN 978-80-89619-00-9. Psota, J. - Rotter, T.: New Conception of the Shear Connector for Composite Bridge Decks. In: Steel Structures and Bridges, Žilina, 2012, p. 81. ISBN 978-80-89619-00-9. Ryjáček, P. - Korbelář, J. - Schindler, J. - Kroupar, M. - Kulhavý, M. - et al.: Rekonstrukce a rozšíření obloukového mostu přes Ohři u Lokte. In: Sborník přednášek, Ostrava, 2012, s. 99-103. ISBN 978-80-904535-86. Teplá, R. - Rotter, T.: Tension Bar Systems under Cyclic Loading. In: Steel Structures and Bridges, Žilina, 2012, p. 92. ISBN 978-80-89619-00-9. Thöndel, Š. - Studnička, J.: Behaviour of Steel-Conrete Composite Beam with High Ribbed Deck. In: Steel Structures and Bridges, Žilina, 2012, p. 93. ISBN 978-80-89619-00-9. Vovesný, M. - Rotter, T.: GFRP Bridge Deck Panel. In: Steel Structures and Bridges, Žilina, 2012, p. 99. ISBN 978-80-89619-00-9. Wald, F.: K integraci statického výpočtu do požárně bezpečnostního řešení stavby. In: Sborník přednášek, Ostrava, 2012, s. 61-64. ISBN 978-80-904535-8-6. Příspěvky v zahraničních sbornících Dufková, M. - Kuklík, P.: Contribution to the Fire Resistance of Timber Construction using Boards. In: 12th International Scientific Conference VSU, Sofia, 2012, vol. I., p. 211-216. ISSN 1314-071X. Dvořáková, E. - Kuklíková, A.: Finite Element Modeling of Timber-Concrete Composite Floor. In: 12th International Scientific Conference VSU, Sofia, 2012, vol. I., p. 42-46. ISSN 1314-071X. Horová, K. - Tomšů, J. - Wald, F.: To Base Plates of Hollow Section Columns. In: Connections VII. Timisoara, 2012, p. 1-8. Charvát, M. - Macháček, J.: Design of Shear Connection in Composite Steel and Concrete Truss Bridges. In: Computational Design in Engineering, Seoul, 2012, p. 264-269. Machalická, K. - Eliášová, M.: Influence of Various Factors on Mechanical Properties of Adhesive Joint in Glass Structures. In: Challenging Glass 3. Amsterdam: IOS Press, 2012, p. 267-279. ISBN 978-1-61499-060-4.

103

Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2013 Mašová, E. - Mikeš, K.: Round Timber Connections. In: 12th International Scientific Conference VSU, Sofia, 2012, vol. I., p. 7-12. ISSN 1314-071X. Melzerová, L. - Kuklík, P. - Šejnoha, M.: Specification of FEM Models of Glued Laminated Timber with Variable Local Modulus of Elasticity. In: World Conference on Timber Eng., Auckland, 2012, p. 208-213. Melzerová, L. - Kuklík, P.: Advanced Methods for Design, Strengthening and Evaluation of Glued Laminated Timber. In: Enhance Mechanical Properties of Timber, Engineered Wood Products and Timber Structures, Bath, 2012, p. 139-142. ISBN 978-1-85790-176-4. Nechanický, P. - Kuklík, P. - Kuklíková, A.: Development of Prefabricated Timber-Concrete Composite Floors. In: World Conference on Timber Eng., Auckland, 2012, vol. 1, p. 519-526. Netušil, M. - Eliášová, M.: Structural Design of Composite Steel-Glass Elements. In: Challenging Glass 3. Amsterdam: IOS Press, 2012, p. 715-724. ISBN 978-1-61499-060-4. Outinen, J. - Samec, J. - Sokol, Z.: Research on Fire Protection Methods and a Case Study "Futurum". In: Steel Structures and Bridges, Žilina, 2012, p. 73. ISBN 978-80-89619-00-9. Psota, J. - Rotter, T.: Push out Test of the Alternative Shear Connector for Composite Bridge Decks. In: 12th International Scientific Conference VSU, Sofia, 2012, vol. I., p. 36-41. ISSN 1314-071X. Vovesný, M. - Rotter, T.: GFRP Bridge Deck for Temporary Bridge. In: 12th International Scientific Conference VSU, Sofia, 2012, vol. II., p. 104-109. ISSN 1314-071X.

104

SBORNÍK. Nadace Františka Faltuse Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT

Recommend Documents