sborník - Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí

Transkript

Nadace Františka Faltuse
Národní skupina IABSE
Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT
SBORNÍK
semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí
23.3. a 3.10.2011
Editoři: J.Studnička a M.Vovesný
Akce byla podpořena prostřednictvím Studentské grantové soutěže ČVUT z prostředků
státního rozpočtu určených na MŠMT na specifický vysokoškolský výzkum.
Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2011
Sborník semináře doktorandů katedry
ocelových a dřevěných konstrukcí
Ed. Studnička, J. a Vovesný, M.
Nadace Františka Faltuse
Národní skupina IABSE
Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT
ISBN 978-80-01-04849-8
-2-
OBSAH
Jiří Studnička:
Nadace Františka Faltuse .......................................................... 5
Magdaléna Dufková:
Požární odolnost vícepodlažních budov na bázi dřeva ............... 9
Eva Dvořáková:
Kompozitní dřevobetonové konstrukce ................................... 11
Lukáš Gödrich:
Diskrétní modelování styčníků ocelových konstrukcí .............. 13
Kamila Horová:
Šíření požáru ve vícepodlažních budovách .............................. 15
Jan Hricák:
Průřezy 4. třídy za zvýšené teploty .......................................... 17
Tomáš Jána:
Teplota přípoje nosníku na sloup pomocí U profilu při požáru 19
Jiří Jirků:
Modelování požární ochrany ................................................... 21
Eva Mašová:
Styčníky kulatin ...................................................................... 23
Pavel Nechanický:
Prefabrikované dřevobetonové stropní konstrukce .................. 25
Karel Princ:
Dynamické vlastnosti tyčových závěsů na mostech typu
Langerův trám ........................................................................ 27
Radka Teplá:
Systémy konstrukčních táhel při cyklickém zatížení................ 29
Jan Bednář:
Ocelobetonová deska s rozptýlenou výztuží za požáru ............ 31
Tomáš Brtník:
Mechanické vlastnosti svarů vysokopevnostních ocelí ............ 35
Martin Charvát:
Spřažené ocelobetonové příhradové nosníky ........................... 39
Jan Pošta:
Nedestruktivní zkoušení dřevěných prvků in-situ .................... 43
Radek Pošta:
Vyztužené válcové ocelové skořepiny za vysoké teploty ......... 47
Jan Psota:
Numerický model plechobetonové mostovky .......................... 51
Štěpán Thöndel:
Vyhodnocení zkoušky dvou ocelobetonových nosníků
s vysokou žebrovou deskou..................................................... 55
Martin Vovesný:
Mostovkový panel z vyztužených polymerů ............................ 59
Tomáš Fremr:
Analýza zbytkové únosnosti a robustnosti hybridních nosníků ze
skla a oceli .............................................................................. 63
Klára Machalická:
Lepené spoje konstrukcí ze skla namáhané smykem ............... 69
Kateřina Servítová:
Předepnuté pruty z nerezových ocelí ....................................... 75
-3-
Thi Huong Giang Nguyen: Částečně obetonované profily s použitím trnů malých průměrů
............................................................................................... 81
Václav Hatlman:
Dlouhý šroubovaný spoj prvků z vysokopevnostních ocelí...... 82
Jiří Chlouba:
Přípoj s krátkou čelní deskou se zvýšenou požární odolností ... 83
David Jarmoljev:
Implementace nekovových membrán do ocelových konstrukcí
............................................................................................... 84
Ondřej Jirka:
Polotuhé styčníky konstrukcí krovů ........................................ 85
Petra Kallerová:
Požární odolnost šroubového přípoje trapézových plechů
vystavených požáru................................................................. 86
Petr Kyzlík:
Požární odolnost spřaženého stropu s ocelobetonovým nosníkem
s vlnitou stojinou a ocelobetonové desky ................................ 87
Michal Netušil:
Hybridní nosníky ze skla a oceli ............................................. 88
Jiří Skopalík:
Dřevěné prostorové konstrukce ............................................... 89
Zuzana Šulcová:
Styčníky ocelových konstrukcí s přerušeným tepelným mostem
............................................................................................... 90
Ivan Tunega:
Částečné smykové spojení ocelobetonových nosníků z materiálů
vyšších pevností...................................................................... 91
Radim Vencl:
Šroubované spoje nosných konstrukcí ze skla ......................... 92
-4-
NADACE FRANTIŠKA FALTUSE
FRANTISEK FALTUS FOUNDATION
Jiří Studnička
Myšlenka založit studenty podporující Nadaci Františka Faltuse vznikla při přípravě oslav
stých narozenin profesora Faltuse, které připadly na 5.1.2001.
Nadace byla oficiálně založena v únoru 2001 s cílem finančně pomáhat studentům všech
forem studia Fakulty stavební ČVUT v Praze, zaměřeným na ocelové konstrukce. Základní
jmění Nadace, více než půl milionu Kč, pocházelo z daru dcery prof. Faltuse, paní Ing.Věry
Dunder, CSc. z Kalifornie, USA. Jmění Nadace se postupně zvyšuje o dary poskytnuté
českým ocelářským a stavebním průmyslem.
Činnost Nadace popisují výroční zprávy, účetní uzávěrky a zprávy dozorčí rady pravidelně
uveřejňované na webu Nadace http://www.ocel-drevo.fsv.cvut.cz/nff/. Příslušné listiny za
rok 2009 přetiskujeme pro informaci čtenářům i v tomto sborníku vydaném s podporou
Nadace.
1. Dokumenty Nadace Františka Faltuse za rok 2010
Schůze Správní rady a Dozorčí rady k uzavření roku 2010 proběhla 31. března 2011. Byla
schválena Výroční účetní uzávěrka za rok 2010 a Výroční zpráva za rok 2010. Dozorčí rada
předložila svoji Výroční zprávu za rok 2010. Výroční zprávu otiskujeme dále.
1.1 Hospodaření Nadace v roce 2010
Vklad Nadace je uložen na termínovaném účtu 276880220657/0100 u Komerční banky,
Podvinný mlýn 2, 180 41 Praha 9. Pro zasílání darů je zřízen běžný účet 0000513029400247/0100 u téže banky. Stav jmění Nadace k 31.12.2009 byl 1 674 624,19 Kč, stav
k 31.12.2010 je 1 800 877,54 Kč.
1.2 Činnost Nadace v roce 2010
Sedmá výzva k předložení žádostí studentů postgraduálního studia o podporu byla
zveřejněna 4.1.2010. Na výzvu se s žádostí o příspěvek přihlásili Ing. Václav Hatlman,
Ing.Jiří Chlouba, Ing.Petra Kallerová a Ing.Michal Netušil a byla jim poskytnuta podpora na
dokončení disertace 4 x 15 000,- Kč, takže bylo vyplaceno celkem 60 000.- Kč.
Pro studenty bakalářského i magisterského studia a pro pomocné vědecké síly katedry
ocelových konstrukcí bylo dne 21.4.2010 uspořádáno Kolokvium Františka Faltuse. Účast
na kolokviu byla z prostředků Nadace FF dotována finanční odměnou 2000.- Kč pro
každého účastníka. Celkem se zúčastnili 4 studenti a bylo jim tudíž vyplaceno 8 000.- Kč.
Postgraduální studenti katedry vystoupili na dvoudílném Semináři doktorandů dne 23.3. a
14.9.2010 a publikovali výsledky svých výzkumů ve sborníku vydaném k tomuto semináři.
Za vystoupení na semináři a za publikaci příspěvku byly každému autorovi vyplaceny
4000,- Kč. Ve sborníku publikovalo a na semináři vystoupilo celkem 13 studentů, takže
bylo vyplaceno celkem 52 000.- Kč. Pomocnému editorovi sborníku Ing.M.Vovesnému
byly za přípravu textu vyplaceny 2000,- Kč. Za vytištění sborníku bylo zaplaceno 9 918,72
Kč. Celkové výdaje za seminář tudíž činily 63 918,72 Kč.
-5-
Diplomantům katedry ocelových konstrukcí (magisterské studium), kteří obhájili práci
z oboru ocelových konstrukcí s hodnocením A, bylo vyplaceno 2 000,- Kč. Takto obhájilo
v lednu 2010 celkem 10 studentů, takže na těchto odměnách bylo vyplaceno celkem
20 000.-,-Kč.
Pro studenty bakalářského studia byla zakoupena skripta v celkové ceně 49 200,-Kč.
Ve prospěch studentů katedry tak bylo v roce 2010 vynaloženo celkem 201 118,72- Kč.
Provozní náklady Nadace se v roce 2010 omezily pouze na úhradu účetní práce s přípravou
daňového přiznání (6 000,-Kč) a úhradu ze vedení účtu v Komerční bance (4 196.-Kč).
Výnosy z úroků činily 1 568,07 Kč. Všichni členové Správní a Dozorčí rady se zřekli
nároku na odměnu.
Předsedou Správní rady byly i v roce 2010 osloveny firmy z oblasti stavebních ocelových
konstrukcí s žádostí o dary Nadaci. Žádosti se setkaly s příznivou odezvou a během roku
2010 tak bylo shromážděno 336 000.- Kč, za což patří všem dárcům velké díky.
V Praze 31. března 2011
Prof.Ing.Jiří Studnička, DrSc., v.r., předseda správní rady
Prof.Ing.František Wald, CSc., v.r., člen správní rady pověřený funkcí tajemníka
Ing.Antonín Pačes, v.r. člen správní rady pověřený funkcí pokladníka
2. Výroční účetní uzávěrka Nadace Františka Faltuse za rok 2010
Stav nadačního jmění k 31.12.2009:
1 674 624,19 Kč
Dary v roce 2010
Seznam finančních darů NFF dle výpisu z účtu:
Datum
dar
5.1.2010
17.3.2010
17.3.2010
13.9.2010
15.9.2010
23.9.2010
24.9.2010
4.10.2010
12.10.2010
13.10.2010
13.10.2010
15.10.2010
20.10.2010
22.10.2010
8.11.2010
10.11.2010
15.11.2010
15.11.2010
19.11.2010
10 000,00
10 000,00
10 000,00
25 000,00
20 000,00
10 000,00
10 000,00
20 000,00
10 000,00
5 000,00
20 000,00
30 000,00
20 000,00
50 000,00
20 000,00
5 000,00
10 000,00
10 000,00
20 000,00
dárce
-6-
Tension Systems
Žižka Jiří
Žižková Jana
VALBEK
Metroprojekt
Allcons
SMP CZ
Metrostav
Malcon
Mott MacDonald Praha
MCE Slaný
Harsco Infrastructure
VPU DECO
ALIAZ-Ocelové konstrukce
SDS EXMOST
Ing. Software Dlubal
EXCON
SUDOP
ČKAIT
2.12.2010
7.12.2010
8.12.2010
27.12.2010
5 000,00
3 000,00
10 000,00
3 000,00
Celkem
336 000,00
Vyplaceno přímo studentům
Tisk sborníku
Skripta
142 000,00
9 918,72
49 200,00
Ve prospěch studentů celkem
201 118,72
Náklady
Úhrada za účetní práce
Poplatky bance
6 000,00
4 196,00
Náklady celkem
10 196,00
Výnosy = úroky
1 568,07
Stav nadačního jmění k
31.12.2010
Z toho:
- na termínovaném vkladu
- na běžném účtu
SKÁLA & Vít
INDBAU
RUUKKI
Matějka Engineering
1 800 877,54
1 283 580,62
517 296,92
3. Zpráva Dozorčí rady
Výroční zpráva Dozorčí rady Nadace Františka Faltuse ze dne 31.3.2011 potvrdila, že
Správní rada postupovala v roce 2009 podle statutu Nadace a podle Zákona o nadacích a
nadačních fondech a o změně a doplnění některých souvisejících zákonů č.227 ze dne
3.9.1997.
Dozorčí rada dále potvrdila, že účetní operace v účetní uzávěrce za rok 2010 odpovídají
statutu Nadace.
V Praze 31.3.2011
Doc.Ing.Tomáš Rotter, CSc., předseda dozorčí rady
Prof.Ing.Josef Macháček, DrSc., člen
Ing.Emil Steinbauer, člen
-7-
4. Krátký životopis F.Faltuse
Dlouholetý profesor ČVUT a nejznámější postava ocelových konstrukcí Československa
druhé poloviny dvacátého století František Faltus se narodil 5.1.1901 českým rodičům ve
Vídni. Tam také vystudoval střední školu a v roce 1923 s vyznamenáním i Technickou
univerzitu.
Po studiích nastoupil u projekční firmy Waagner Biro, kde se zapojil do projektování mostu
přes Dunajský kanál. Přitom v roce 1925 také získal na TU Vídeň doktorát za disertační
práci „Příspěvek k výpočtu staticky neurčitých konstrukcí“ (Beitrag zur Berechnung
statisch unbestimmter Tragwerke).
V roce 1926 se mladý Dr. Ing. Faltus přemístil z Vídně do Plzně, kde nastoupil zaměstnání v
konstrukci Škodových závodů. Jako velmi inspirující se pro F.Faltuse ukázala účast na první
přípravné schůzi tehdy zakládané inženýrské organizace IABSE v Curychu v roce 1926, kde
se velká pozornost věnovala tehdejší novince ve spojování ocelových konstrukcí, svařování
elektrickým obloukem. Dr.Ing. Faltus rozpoznal význam novinky i pro praxi stavebních
ocelových konstrukcí a po návratu z Curychu inicioval ve Škodovce rozsáhlé výzkumné
práce na poli svařování, nejprve související se svařováním tzv. prolamovaných nosníků. Po
zdokonalení praktického svařování byl u zrodu tehdy ve světě největšího celosvařovaného
příhradového mostu s rozpětím 49,6 m postaveného v areálu Škodovky v Plzni, který byl
dohotoven v roce 1931. Toto rozpětí bylo za dva roky překonáno celosvařovaným
obloukovým silničním mostem přes Radbuzu rovněž v Plzni. Oblouk má rozpětí 51 m a po
rekonstrukci a rozšíření mostovky na konci minulého století je i dnes v plném provozu.
Ve výzkumu svařování F.Faltus pokračoval celý život a jako významný odborník byl žádán
o rady třeba i při svařování tlakové nádoby první československé atomové elektrárny A1
v Jaslovských Bohunicích. Je také autorem známé příručky pro svařování, která posloužila
ke studiu mnoha generacím svářečů.
Jako teoreticky zdatný a praxí zocelený odborník neunikl F.Faltus pozornosti vysokého
školství. Již v roce 1938 se začala projednávat jeho profesura na Vysoké škole inženýrského
stavitelství v Praze, okupace ale jmenování zdržela o sedm let. Na fakultu inženýrského
stavitelství ČVUT se tak Faltus dostal až po ukončení války v roce 1945, kdy doslova z
ničeho zde vybudoval Ústav ocelových konstrukcí. V roce 1947 také zastával jeden rok
funkci děkana. Po sloučení tří stavebních fakult (FIS, FAPS a fakulty zeměměřické) do
jedné Fakulty stavební v roce 1960 vedl až do roku 1970 katedru ocelových konstrukcí této
velké fakulty.
Profesor Faltus byl přirozeně i velmi známou osobou ve světě. Za významnou činnost
v IABSE byl jmenován v roce 1975 čestným členem této největší mezinárodní inženýrské
organizace, přednášel na univerzitách v USA, Číně, Sovětském svazu a v mnoha zemích
Evropy.
I po odchodu z katedry ocelových konstrukcí v roce 1970 stále ještě vedl vědecké aspiranty
katedry. Dokud mu zdraví sloužilo, zajímal se o ocelové konstrukce, psal odborné posudky
atd. Zemřel po delší nemoci na podzim roku 1989.
-8-
POŽÁRNÍ ODOLNOST VÍCEPODLAŽNÍCH BUDOV NA BÁZI DŘEVA
FIRE RESISTANCE OF MULTI-STOREY TIMBER BASED BUILDINGS
Magdaléna Dufková
Abstract
The behaviour of timber during the fire is coming more and more to the focus of attention of
engineering public. Popularity of family and residential houses made of timber has grown recently.
This project should analyze fire resistance of multi-storey buildings made from light timber frames.
Calculation methods given by Eurocodes are applicable simplistically and only for limited number of
building components. Fire experiments and their consequential evaluation by numeric and analytical
models are for scientific activity in this field indispensable. In addition to solving of fire resistance of
single parts of light frames (floors, walls) and their relation to particular type of materials will this
project solve the impact of the contribution of the fire resistance of the board materials on the
construction components. The new test method will be evaluated consequently.
Key words: light frame timber construction, fire resistance, fire safety, timber construction, the
contribution of the fire resistance
ÚVOD
U vícepodlažních bytových dřevostaveb převažuje skeletový konstrukční systém. Jde o sestavu
tvořenou sloupky z rostlého dřeva s prázdnými nebo vyplněnými dutinami, krytými obalovými
konstrukcemi (nejčastěji se jedná o sádrové nebo dřevotřískové desky). Tyto obalové konstrukce velmi
dobře přispívají k požární odolnosti konstrukčních dílců a prvků. Eurokód [1] zjednodušeně řeší tuto
problematiku pouze pro určité obalové konstrukce a pro dobu požární odolnosti do 60 minut. Klíčové
je zjištění počátku zuhelnatění dřevěného prvku, při němž tento prvek dosáhne teploty 300 °C. Pomocí
nové zkušební normy ENV 13381 – 7, která ještě není v ČR zcela obvyklá, lze stanovit rychlost
zuhelnatění pro chráněný a nechráněný prvek (obr. 1) a na základě poměru těchto hodnot vypočítat
požární odolnost.
Legenda
Key
1 nechráněný prvek
unprotected member
2 chráněný prvek
protected member
Obr. 1: Znázornění závislosti hloubky zuhelnatění na čase pro nechráněný dřevěný
prvek (křivka a) a dva rozdílné případy chráněných dřevěných prvků (křivky b a c) [2]
Fig. 1: Illustration of charring depth versus time for unprotected (curve a) and two different
cases of protected timber members (curves b and c) [2]
-9-
EXPERIMENTY
Celková analýza zkoušek pomáhá předpovídat chování konstrukcí za požáru a rozvíjet a zdokonalovat
výpočetní postupy, numerické a analytické modely. Ve světě i v České republice se provádějí zkoušky
na celých konstrukcích pro vědecké účely. Při těchto experimentech je konstrukce vystavena reálnému
požáru (parametrická teplotní křivka, zónový model). Také se provádějí zkoušky jednotlivých
konstrukčních dílců, které slouží pro certifikaci výrobků. Při těchto zkouškách se prvky zatěžují
nejčastěji podle normové nominální teplotní křivky.
Pro ověření dělicí funkce dřevěných sestav byla na základě experimentů vyvinuta metoda CAM
(Component additive method). Požární odolnost je dle této metody získána součtem příspěvků
k požární odolnosti jednotlivých vrstev (vrstvy s ochrannou funkcí a vrstvy s izolační funkcí - první
vrstva na neexponované části prvku), viz obr. 2. Tato metoda byla rozvíjena v UK, Kanadě a Švédsku
(aktuální návrhová metoda EN 1995-1-2 (příloha E) je založena na švédské verzi component additive
method) [3].
Obr. 2: Dřevěné rámové stěnové a stropní sestavy: očíslování a funkce jednotlivých
vrstev [3]
Fig. 2: Timber frame wall and floor assemblies: numbering and function of different layers [3]
ZÁVĚR
Disertační práce bude zaměřena na zkoumání příspěvku deskových materiálů k požární odolnosti
dřevěných konstrukčních prvků a dílců. Dílčí úlohou bude zjištění času tpr (čas porušení protipožární
ochrany, tedy dosažení teploty dřevěného prvku 300 °C). Výsledky plánovaných zkoušek budou
porovnány s připravovaným numerickým a analytickým modelem.
Při návrhu požární odolnosti dřevěných prvků a dílců je třeba vzít v úvahu, že rychlost zuhelnatění je
v případě chráněného prvku jiná, než v případě nechráněného. Pokud protipožární ochranné obložení
odpadne, například následkem ztráty přilnavosti nebo selháním uchycení, rychlost zuhelnatění chráněného
prvku bude vyšší než rychlost zuhelnatění nechráněného prvku. Toto je třeba do výpočtu zahrnout.
OZNÁMENÍ
Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem
SGS11/108/OHK1/2T/11.
LITERATURA
[1] ČSN EN 1995–1-2 Eurokód 5: Navrhování dřevěných konstrukcí – Část 1–2: Obecná pravidla –
Navrhování konstrukcí na účinky požáru. ČNI, Praha 2006
[2] ENV 13381 – 7, Test methods for determining the contribution to the fire resistance of structural
members – Part 7: Applied protection to timber members. CEN, 2008
[3] Frangi A., Schleifer V., Fontana M.: Design model for the verification of the separating function of
light timber frame assemblies, Engineering Structures 32, 2010, p. 1184-1195
- 10 -
KOMPOZITNÍ DŘEVOBETONOVÉ KONSTRUKCE
TIMBER-CONCRETE COMPOSITE STRUCTURES
Eva Dvořáková
Abstract
In recent years, the use of timber-concrete structures has considerably increased especially in case of
reconstructions and constructions of prefabricated residential houses. One of the most important
requirements of these structures is fire resistance. Author´s research should improve the knowledge on
the field of fire resistance design of the timber-concrete structures. Therefore, the aim is based on the
generalizing of the results, which will serve as a device for civil engineering practice to be able to
safely and economically design such a kind of structure in case of fire. As a next step of the research,
analysis of interaction between both materials will be carried out to improve the performance. This
paper deals with recent state of knowledge in timber-concrete structures. Main part of the paper is
closely connected with Author´s doctoral thesis, where main scope is to describe accurately the
behaviour of these structures in case of fire.
Key words: timber, concrete, timber-concrete composite structures, fire resistance
ÚVOD
Dřevobetonové kompozitní konstrukce reprezentují stavební technologii široce uplatňovanou na celém
světě jako efektivní způsob zesilování a ztužování existujících stropních desek a nových konstrukcí.
Spojení dřeva s betonem se jeví jako výhodné, neboť existující dřevěné podlahy mohou zůstat
neporušené a jsou pouze posíleny přidáním betonové desky. Rozvoj problematiky těchto stropů souvisí
se širším uplatněním dřeva v bytové výstavbě zejména při realizaci vícepodlažních dřevostaveb.
Spřažením betonové desky s dřevěnou konstrukcí se dosáhne zvýšení únosnosti a tuhosti systému [1].
Použitím spřaženého stropu se výrazně redukuje jeho kmitání, které je u čistě dřevěných stropů často
vnímáno jako rušivé. Dřevobetonové konstrukce mají dobré akustické vlastnosti a zlepšují vzduchovou
a kročejovou neprůzvučnost. Při požáru tvoří betonová deska účinnou bariéru proti šíření plamene,
čímž je výrazně zlepšena požární odolnost konstrukce v porovnání s čistě dřevěným stropem [2].
Požární odolnost dřevobetonových prvků je definována dřevem a spřahovacími prostředky [3].
Z výsledků dosavadních zkoušek vyplývá, že chování při požáru je ovlivňováno teplotně závislým
poklesem mechanických vlastností dřeva, spřažení a částečně i betonu. Rozhodujícím faktorem je
zmenšování průřezu dřevěného prvku kvůli odhořívání dřevní hmoty a snižující se smyková pevnost a
tuhost spojovacích prostředků. Při vystavení stropní konstrukce účinkům požáru je nutné znát
vlastnosti jednotlivých částí kompozitní dřevobetonové konstrukce při vysokých teplotách, které jsou
závislé na rozměrech, tvaru, povrchu, hustotě a vlhkosti dřevní hmoty, velikosti požárního zatížení a
teplotě plynu v požárním úseku v průběhu požáru.
Tuhost smykového spojení k [N/mm2], která řídí rozdělení napětí po průřezu, je při požáru
ovlivňována zejména teplotou dřeva v okolí spřahovacích prostředků a se zvyšující se teplotou rychle
klesá. Teplota dřeva v okolí spřažení závisí nejvíce na vzdálenosti osy spřahovacího prostředku
od okraje průřezu, tedy na tzv. krytí. V místě smykového spojení může být vývoj teploty řízen
rozměrem příčného řezu (zejména šířkou) a druhem požárního scénáře.
EXPERIMENTY
Za účelem poznání chování dřevobetonových konstrukcí za požáru byl proveden Frangim a Fontanou
výzkum na ETH v Curychu. Jejich studie se zaměřila na dva oddělené systémy, a to deskový typ z
- 11 -
masivní dřevěné deskové konstrukce složené z prken spojených hřebíky nebo lepených lamelových
nosníků, které mají v horní části drážky pro spojení s betonem a které jsou opatřeny vlepovanými trny
do předvrtaných otvorů podél těchto drážek. Druhým systémem byl nosníkový typ, kde byl dřevěný
nosník pomocí samovrtných vrutů zavrtaných pod úhlem 45° spojen přes záklop z překližované desky
s betonovou deskou.
Z výzkumu vyplynulo, že tuhost spřažení klesala s rostoucí teplotou pouze u spřažení pomocí vrutů.
U spřažení s vyfrézovanými zářezy a vlepovanými trny nebyl pozorován žádný prokluz mezi
dřevěným prvkem a betonem až do zatížení odpovídající hodnotě mezního stavu použitelnosti
(přibližně třetina zatížení v mezním stavu únosnosti při běžné teplotě), což znamená, že v průběhu
působení požáru nedochází ke snižování tuhosti spřažené konstrukce. Jak požár během požární
zkoušky postupoval, rostl kvůli zmenšující se ploše příčného řezu dřevěného prvku a vlivem teploty
svislý průhyb a prokluz mezi betonovou deskou a dřevěným nosníkem [3].
Jiný výzkum, který proběhl v nedávné době na Novém Zélandě [4], vyšetřoval chování
dřevobetonových konstrukcí za požáru a hodnotil výpočetní metody pro posouzení požární odolnosti
těchto kompozitních systémů. Zkoušky v laboratorní komoře byly provedeny na dvou vzorcích
skutečné velikosti v Building Research Association of New Zealand (BRANZ). Spojení mezi dřevem a
betonem bylo dosaženo pomocí zářezů do dřevěného prvku se smykovými spojovacími prostředky,
zabraňujícími nadzdvižení v prvním případě a ocelové desky s prolisovanými trny lisované mezi
dvojité nosníky v případě druhém.
Bylo zjištěno, že zmenšování průřezu dřevěného prvku vlivem požáru vede ke kolapsu stropní
konstrukce. Ta selhala po 75 minutách podle nominální teplotní křivky a zbytkový průřez tvořil pouze
15% původního průřezu. Vzhledem ke kompozitnímu chování, jež je dosaženo spřažením, byly stropní
konstrukce schopny odolávat působení požáru po delší časový úsek. Kompozitní chování tak
pomáhalo ke zvýšení požární odolnosti ve srovnání s podobnými zkouškami nespřaženého nosníku
z vrstveného dřeva (LVL - Laminated Veneer Lumber) ve stejné peci [4].
ZÁVĚR
Plánovaný výzkum si klade za cíl zlepšit znalosti na poli požárního návrhu dřevobetonových
konstrukcí a obecně tak umožnit inženýrské veřejnosti jejich bezpečný a ekonomický návrh. Řešení je
založeno na vyhodnocení vlastního experimentálního programu. Předpokládá se také provedení dalších
experimentů dle vlastního návrhu uspořádání. Bude vypracována studie možností provádění podélného
smykového spřažení u těchto konstrukcí tak, aby i za požáru fungovalo optimální spolupůsobení obou
materiálů a bude ověřena technologie spřažení dřeva a betonu za požáru. Bude vytvořen zjednodušený
analytický model pro stanovení požární odolnosti kompozitních dřevobetonových konstrukcí.
OZNÁMENÍ
Tato práce byla podpořena grantem studentské grantové soutěže ČVUT č. SGS11/109/OHK1/2T/11.
LITERATURA
[1] Kuklíková A.: Kompozitní dřevobetonové konstrukce. ČVUT v Praze, Disertační práce, 2004
[2] Ceccotti A.: Timber-concrete composite structures. Timber engineering STEP2, Centrum Hout,
1995
[3] Frangi A., Fontana M.: A design model for the fire resistance of timber-concrete composite slabs.
Proceedings of the IABSE Conference on Innovative Wooden Structure and Bridges, Lahti, 2001
[4] O´Neill J.W.: The fire performance of timber-concrete composite floor. Christchurch, Doctoral
thesis, 2009
- 12 -
DISKRÉTNÍ MODELOVÁNÍ STYČNÍKŮ OCELOVÝCH KONSTRUKCÍ
DISCRETE MODELING OF JOINTS OF STEEL STRUCTURES
Lukáš Gödrich
Abstract
Component method is nowadays the most commonly used method for the design of joints. This method
is simple and reliable and most suitable for frequently used joints. However, this method is hardly
applicable for the design of complex joints with unusual geometry or for the joints with complex load.
It is expected to create a numerical model using finite element method for the design of such complex
joints. The research focuses on the creation of rules and recommendations for modeling of end plate
joints with general geometry and general loading using the finite element method.
Key words: joint, component method, finite element method, general geometry, general loading
ÚVOD
V současné době je návrh styčníků nejčastěji prováděn pomocí metody komponent. Tato metoda je
ovšem těžko použitelná pro návrh styčníků se složitou geometrií, které obsahují dosud nepopsané
komponenty, viz obr. 1. Některé dosud nepopsané komponenty jsou předmětem zkoumání, jako
například T-průřez se čtyřmi šrouby v jedné řadě [1]. Ovšem složité styčníky mohou obsahovat více
takovýchto komponent. Na geometrii přípoje mohou být kladeny pokaždé jiné nároky. Je tudíž
prakticky nemožné popsat všechny komponenty, z nichž může být styčník složen. Z tohoto důvodu je
snaha použít pro návrh komplikovaných styčníků metod konečných prvků.
MODELOVÁNÍ STYČNÍKŮ POMOCÍ MKP
Touto metodou je možné namodelovat styčník jakékoliv geometrie. Pro modelování je možné použít
prostorové nebo deskostěnové prvky. Užitím prostorových prvků se dosáhne nejpřesnějších výsledků,
ovšem výpočet je časově náročný. Při užití deskostěnových prvků je nutné provést určitá zjednodušení,
výpočet však probíhá mnohem rychleji. Autor předpokládá užití deskostěnových prvků, proto je
v rámci výzkumu nutné ověřit, zda tato zjednodušení nepovedou k nepřesným výsledkům.
Metoda konečných prvků se pro modelování přípojů používá již mnoho let, doposud však většinou
k výzkumným účelům [2]. V takovýchto případech byly nejprve provedeny materiálové zkoušky, které
sloužily ke stanovení materiálových vlastností základních prvků styčníku. Následně se v numerickém
modelu tyto vlastnosti přiřadily použitým prvkům. Tento postup dává přesné výsledky a ve výzkumu
slouží především pro parametrické studie a ověření analytického modelu. V praxi je však nemožné
provádět pro každý styčník materiálové zkoušky. Chceme-li tedy metodu konečných prvků použít také
pro praktické navrhování, je nutné přístup poněkud pozměnit. Pro základní materiál čelní desky,
spojovaných prutů a případných výztuh se předpokládá elasticko-plastické chování, nominální hodnota
meze kluzu bude stanovena dle třídy oceli. Posouzení čelní desky, spojovaných prutů a výztuh
v plastickém stavu bude založeno na maximálním dovoleném přetvoření.
Šrouby budou modelovány zjednodušeně pomocí speciálního MKP prvku, který bude zohledňovat
chování šroubu včetně spojovaných plechů a podložek. Matice tuhosti speciálního MKP prvku v tahu
bude složena z jednotlivých dílčích tuhostí šroubu v tahu, tuhosti spojovaných plechů a podložek
v tlaku. Jednotlivé tuhosti se budou sčítat jako sériově zapojené pružiny. Tuhost ve smyku bude
stanovena ze sériově zapojených pružin reprezentujících tuhost šroubu ve smyku a tuhosti spojovaných
plechů v otlačení.
- 13 -
Obr. 1: Styčník komplikované geometrie
Fig. 1: Joint with complex geometry
EXPERIMENTY
V rámci výzkumu jsou naplánovány dva typy zkoušek. Nejprve budou provedeny experimenty
zaměřené na získání pracovních diagramů jednotlivých komponent. Především se tedy jedná
o stanovení maximálního přetvoření pro posuzování čelní desky, spojovaných prutů a výztuh. Dále
půjde o stanovení pracovního diagramu speciálního MKP prvku v tahu a ve smyku. V druhém typu
zkoušek budou testovány celé přípoje s komplikovanou geometrií. K těmto experimentům budou
vytvořeny odpovídající numerické modely a bude porovnávána jejich vzájemná shoda. První typ
zkoušek se již v současné době plánuje a část z nich bude provedena do konce roku 2011.
ZÁVĚR
Výzkum je zaměřen na tvorbu pravidel a doporučení pro numerické modelování styčníků s využitím
metody konečných prvků a použití těchto výsledků pro skutečné navrhování. Vytvořený model bude
popisovat chování styčníku se zohledněním nelineárních materiálových vlastností, kontaktů, atd.
Model bude schopen určit skutečné průběhy napětí ve styčníku a tím umožní efektivní návrh přípojů.
OZNÁMENÍ
Výzkum je podporován grantem SGS11/110/OHK1/2T/11.
LITERATURA
[1] Jaspart J.P.: Expert report on particular aspects of the design verification of Astron light gage steel
building bolted moment connections, Liège, 2010.
[2] Virdi K.S.: Numerical simulation of semi-rigid connections by the finite element method, COST
C1, Liège, 1999.
- 14 -
ŠÍŘENÍ POŽÁRU VE VÍCEPODLAŽNÍCH BUDOVÁCH
TRAVELLING FIRE IN MULTI-STOREY BUILDINGS
Kamila Horová
Abstract
The paper describes models of the design fire environment for structural analysis of multi-storey
buildings that are outside the range of applicability of nominal methods. The travelling fire is
investigated. The structural response due to a travelling fire with the common design assumption of a
uniform fire is compared. The question of “worst-case” structural response should be considered.
Key words: multi-storey buildings, travelling fire, uniform fire, near field temperature, far field
temperature
ÚVOD
Častým jevem, zejména ve velkých požárních úsecích (PÚ), je postupné šíření požáru. Stejně tak
v atriích či propojených podlažích je nereálné, aby oheň zahltil celý prostor najednou. Pro nedostatek
informací v oblasti šíření požáru bylo doposud toto chování nahrazováno lokálním požárem nebo
rovnoměrným hořením v celém úseku. Ve skutečnosti jsou ale objekty vystaveny účinkům šíření
požáru. Ve studiích lze nalézt pokusy o vytvoření modelu šíření požáru, viz [1]. Z pohledu bezpečného
návrhu je důležité, který z uvedených postupů (rovnoměrné hoření v celém PÚ nebo šíření požáru)
přesněji popisuje mechanickou odezvu konstrukce.
MODELY ŠÍŘENÍ POŽÁRU
První modely šíření požáru byly připraveny v roce 1994 ve studii [2]. V PÚ o velikosti 22,8 m x 5,6 m
x 2,75 m s větracím otvorem 5,6 m x 2,75 m v přední stěně a hustotou požárního zatížení 380 MJ/m2
byly provedeny 4 experimenty. Společným znakem všech čtyř experimentů je dřívější výskyt
maximální teploty v přední části PÚ (blíže větracímu otvoru) než v zadní. Toto chování je v [2]
označeno za šíření požáru. Ve všech čtyřech případech byla zapálena řada hranic dřeva umístěná
v zadní části PÚ. Požár se samovolně šířil na řadu ležící vpředu. Zatímco přední hranice vyhořely celé,
požár na zadních hranicích ustával díky nedostatku kyslíku způsobeným hořením předních hranic
dřeva. Když došlo k vyhoření předních hranic dřeva, šířil se požár postupně zpět přes ostatní
nevyhořelé hranice do zadní části PÚ. Podobné chování požáru bylo rovněž zaznamenáno
v experimentu, při kterém bylo zapáleno všech 30 hranic dřeva současně.
Clifton v roce 1996 popsal model požáru velkého požárního úseku, pro který nelze použít předpoklad
rovnoměrného hoření, viz [3]. V takových případech může být požár popsán pomocí malých ploch, do
kterých se PÚ rozdělí. Plně rozvinutý požár se bude vyskytovat vždy jen na tomto malém úseku, než
se přesune do úseku vedlejšího. Závislost teploty na čase v každé malé ploše je popsána pomocí
parametrické teplotní křivky. Maximální velikost plochy jednotlivých úseků by neměla překročit 100
m2. V případě takového rozdělení, zajištění dostatečné ventilace z vnějšího prostředí a daného
požárního zatížení, vykazoval Cliftonův model šíření požáru z úseku na úsek v horizontu 20 min.
Příklad jednoho z modelů je na obr. 1.
Další metoda modelování šíření požáru ve velkých PÚ je vyvíjena vědci Reinem a Stern-Gottfriedem
od roku 2007, viz [4]. Studie je založena na předpokladu, že teploty ovlivňující konstrukci v PÚ lze
díky šíření lokálního požáru rozdělit na teploty tzv. blízkých polí a vzdálených polí. Teploty blízkého
pole je dosaženo přímým vlivem plamenů na konstrukci, zatímco teploty vzdálených polí vznikají díky
zvýšené teplotě okolních plynů. Za předpokladu rovnoměrného rozložení paliva je doba působení
teploty blízkého pole podle [4] rovna 19 min, což odpovídá i výsledkům Cliftonova modelu.
- 15 -
Ve studii [5] je porovnána odezva betonové předpjaté stropní desky na šíření požáru v horizontální
rovině s účinkem homogenního teplotního pole v celém PÚ. Studie prokázala, že scénář šíření požáru
(aplikace stejných křivek hoření s posunutým počátkem hoření v různých částech úseku) značně
ovlivňuje deformace konstrukce. Střídání fáze rozhořívání a chladnutí může přivodit nárůst a pokles
deformace v čase. Na základě výsledků z numerických analýz nelze stanovit, který požární scénář
ovlivní odezvu konstrukce razantněji. Je proto vhodné zařadit popisovaný model šíření požáru mezi
ostatní uvažované scénáře tak, aby byl vystižen nejhorší možný případ.
Obr. 1: Cliftonův model šíření požáru v PÚ s ventilací na jedné straně
Fig.1: Clifton´s model of travelling fire in one-side ventilated compartment
ZÁVĚR
Článek shrnuje známé modely šíření požáru ve vícepodlažních budovách. Podle nedávných poznatků
mohou být nominální metody návrhu vícepodlažních konstrukcí za požáru nedostačující. Dynamiku
požáru ve složitých PÚ dobře vystihuje model šíření požáru. Může způsobit větší mechanickou odezvu
konstrukce než u rovnoměrného hoření. Je proto vhodné zahrnout i model šíření požáru mezi
uvažované scénáře.
OZNÁMENÍ
Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen projektem LD11039 a grantem
SGS č. 10 801390.
LITERATURA
[1] Ellobody E., Bailey C.G.: Structural Performance of a Post-tensioned Concrete Floor during
Horizontally Travelling Fires, Engineering Structures Manuscript Draft, Manuscript number:
ENGSTRUCT-D-10-00981, Manchester, 2010.
[2] Cooke G.M.E.: The severity of fire in a large compartment with restricted ventilation, Fire Safety
on Ships, Paper 5, IMAS 94, The Institute of Marine Engineers, London, 1994.
[3] Clifton C.: Fire Models for Large Firecells, Hera Report R4-83, Heavy Engineering Research
Association, Auckland, 2006.
[4] Stern-Gottfried J., Rein G., Lane B., Torrero J.L.: An innovative approach to design fires for
structural analysis of non-conventional buildings, a case study, Proceedings of International
Conference on Applications of Structural Fire Engineering, Czech Technical University, Prague, 2009.
[5] Ellobody E., Bailey C.G.: Structural Performance of a Post-tensioned Concrete Floor during
Horizontally Travelling Fires, Research paper, ENGSTRUCT-D-10-00981, Manchester, 2011.
- 16 -
PRŮŘEZY 4. TŘÍDY ZA ZVÝŠENÉ TEPLOTY
CLASS 4 SECTIONS AT ELEVATED TEMPERATURE
Jan Hricák
Abstract
A significant progress in fire engineering research can be seen in the last decade. This
resulted in more precise structural fire design and higher reliability of steel structures.
However, for design of slender sections (Class 4 section according to the Eurocode 3), where
elevated temperature affects also behaviour of elements subjected to local or distortional
buckling, no final conclusions or design methods were published. The aim of the research is
therefore developing design procedures for compressed plates at elevated temperatures.
Key words: fire engineering, elevated temperature, slender sections, class 4 section
ÚVOD
Požár vždy způsobuje značné ztráty na majetku, vážné poškození nosné konstrukce budov a
představuje riziko pro život a zdraví člověka. Vzhledem k tomu, že vznik požáru nelze nikdy zcela
vyloučit, usiluje se alespoň o snížení jeho vlivu na stavební konstrukci.
Běžnou praxí posledních let se díky zavedení evropských návrhových norem pro stavební konstrukce
stalo posouzení nosné konstrukce nejen při běžné návrhové situaci, ale i při požáru. Právě touto částí
se zabývá předkládaná práce, která je zaměřena na štíhlé průřezy, jejichž posouzení i konstrukční
zásady jsou velmi specifické a zpravidla náročnější než pro běžné průřezy. Spolu s případnými
globálními problémy zahrnuje jejich chování i řadu lokálních jevů jako je boulení tlačených částí.
SOUČASNÝ STAV ŘEŠENÉ PROBLEMATIKY
Ačkoliv je ocel nehořlavý stavební materiál, jsou její vlastnosti při požáru negativně ovlivněny
působící teplotou, což vede ke snížení mechanické odolnosti nosných konstrukcí [1], [2]. Přestože
znalosti o chování ocelových konstrukcí při požáru jsou v mnoha směrech hluboké, některé dílčí
problémy dosud nebyly uspokojivě vyřešeny. Mezi ně patří chování ocelových průřezů 4. třídy, pro
jejichž návrh se používá zjednodušený a konzervativní model, který dostatečně nepostihuje chování
těchto prvků při požáru. Návrh takových prvků je potom nehospodárný a vede ke zvýšené spotřebě
oceli, případně k nutnosti chránit tyto prvky proti účinkům požáru.
Problematikou lokální stability tlačených a ohýbaných stěn za běžné teploty se zabývá celá řada
teoretických a experimentálních prací [3], [4] a v dostatečné míře je problematika návrhu řešena i
v návrhových normách. Stabilita stěn je charakteristická pro návrh štíhlých průřezů neboli průřezů
4. třídy, kde se předpokládá, že v důsledku boulení stojin nebo pásnic se musí počítat s tzv.
efektivními plochami a ohybová a tlaková únosnost je menší než plná pružná únosnost. Stěna, na
rozdíl od prutu, je schopná i po ztrátě lokální stability (po vzniku boulení) přenášet zvyšující se
zatížení. Zatímco ideální tlačený prut se po dosažení kritického zatížení okamžitě zhroutí, ideální
tlačená stěna je schopna přenášet zatížení vyšší než kritické vlivem membránových napětí. Napětí se
v důsledku boulení přerozdělí. V jednoduchém návrhovém modelu to znamená, že se nadále počítá
s rovnoměrným napětím, působícím ale jen v rozsahu efektivní plochy průřezu.
Současné návrhové modely pro ocelové prvky vystavené účinkům požáru popisují chování poměrně
masivních průřezů (tj. průřezů 1., 2. a 3. třídy), jejichž únosnost závisí na mezi kluzu oceli při zvýšené
teplotě. Naproti tomu únosnost štíhlých průřezů (tj. průřezů 4. třídy) je navíc ovlivněna lokálním
boulením tlačených částí průřezu. V současnosti používaná návrhová metoda pro průřezy 4. třídy je
- 17 -
značně zjednodušená, neboť nejsou k dispozici dostatečné údaje o vlivu vysokých teplota na boulení
tenkostěnných průřezů. Zjednodušené modely jsou odvozeny od chování tenkostěnných průřezů při
běžné teplotě a nezahrnují stabilitní jevy (membránové působení tenkých stěn).
PŘIPRAVOVANÝ VÝZKUM
Hlavním cílem výzkumu je získat poznatky o chování ocelových nosníků ze svařovaných průřezů 4.
třídy (I a H tvaru) vystavených vysokým teplotám. V experimentální části bude ověřen vliv vysokých
teplot na boulení tlačených částí průřezu. Předpokládá se provedení zkoušek s rovnoměrně a
nerovnoměrně tlačenými prvky dle obr. 1. Prvky budou zatíženy konstantním zatížením (F = 200 kN)
a zahřívány pomocí elektrické odporové rohože až do vyčerpání únosnosti. Zkoušky budou probíhat
s předpokládaným nárůstem teploty 10°C/min v rozmezí 20-750°C. Tyto experimenty budou doplněny
řadou materiálových zkoušek při vysokých teplotách.
Obr. 1: Způsob zatížení vzorků - a) rovnoměrně zatížený, b) nerovnoměrně zatížený
Fig. 1: Method of loading samples - a) centric load, b) excentric load
Souběžně s experimenty bude provedena jejich numerická simulace. Numerický model a výsledky
experimentů budou využity v numerické studii, která bude sloužit k vyhodnocení vlivu
nejdůležitějších parametrů na chování štíhlých průřezů. Na základě této studie a znalostí vlivu
jednotlivých parametrů bude vytvořen návrhový model pro průřezy 4. třídy při požáru, který nahradí
dosavadní konzervativní řešení. Přesnější návrhový model přispěje k větší konkurenceschopnosti
štíhlých ocelových konstrukcí, snížení hmotnosti a nákladů na nosnou konstrukci a v důsledku ke
zvýšení spolehlivosti konstrukce při požáru.
Výsledky řešení budou prezentovány v odborném tuzemském nebo zahraničním časopise.
OZNÁMENÍ
Tento výzkum je podpořen výzkumným grantem SGS OHK1-044/11.
LITERATURA
[1] Wald F.: Výpočet požární odolnosti stavebních konstrukcí. Vydavatelství ČVUT, 2005, ISBN 8001-03157-8
[2] Buchanan A. H.: Structural Design for Fire Safety, New Zealand , 2001, ISBN 0-471-88993-8
[3] Škaloud M.: Navrhování pásů a stěn ocelových konstrukcí z hlediska stability, Vydavatelství
Academia, Praha, 1988
[4] Březina V.: Stabilita tenkých stěn, Státní nakladatelství technické literatury, Praha, 1963
- 18 -
TEPLOTA PŘÍPOJE NOSNÍKU NA SLOUP POMOCÍ U PROFILU PŘI POŽÁRU
TEMPERATURE OF REVERSE CHANNEL CONNECTION EXPOSED TO FIRE
Tomáš Jána
Abstract
The paper presents the topic of the doctoral Thesis, which is focused to the temperature distribution
in the reverse channel connection to concrete filled tubular column during the fire. The heat transfer
into the elements of the joint will be predicted by FE simulation and validated by experiments
from literature and by full scale fire tests on experimental building. Analytical model based on the step
by step procedure for the simple prediction of the temperature distribution will be developed.
Key words: reverse channel connection, concrete-filled tubes, connection design, fire design, fire test
ÚVOD
Práce je zaměřena na experimentální, numerické a analytické stanovení rozdělení teploty v přípoji
ocelového nosníku pomocí čelní desky a U profilu na sloup kruhového průřezu vyplněného betonem
při požáru, viz obr. 1. Studie tvoří část výzkumného projektu, který vyšetřuje chování přípojů
ocelobetonových stavebních nosných konstrukcí při zatížení požárem, přičemž přesný výpočet teplot
v přípoji je základním krokem. Následuje mechanická analýza chování přípoje.
TR 245/8
COFRAPLUS 60
C 30/37
C30/37
TR 245/8
IPE 270
200
4x M16 8.8
35 90 35
45
75
75
45
165
30
58
62
4x M16 8.8
IPE 270
P8
85
P8
TR 200/200/8
Obr. 1: Zkoumaný přípoj (experimentální konstrukce ve Veselí nad Lužnicí)
Fig. 1: Investigated connection (experimental structure in Veselí nad Lužnicí)
Ačkoliv je tepelná vodivost oceli vysoká, je rozvoj teploty v přípoji při požáru ovlivněn koncentrací
hmoty, a uvnitř styčníku se proto tvoří nerovnoměrné teplotní pole. Teplota částí přípoje nosníku
na sloup se předpovídá pomocí součinitelů průřezu (Am/V), viz [1], nebo z maximální teploty
v připojovaném nosníku. Numerické [2] a experimentální práce [3] ukazují, že pro dosažení přijatelně
přesného popisu chování přípojů za požáru je třeba předpověď teploty přípojů zpřesnit.
Výsledky experimentů potvrzují vhodnost využití součinitelů průřezů částí přípoje, přičemž různým
částem, které jsou ve stejné oblasti přípoje, může být přisuzována stejná teplota, viz [4]. Hlavním
cílem této práce je odvození vhodných vztahů pro výpočet ekvivalentního součinitele průřezu, jenž je
přiřazen jednotlivým skupinám komponent tvořících přípoj. Počítá se s využitím součinitelů zastínění,
které byly již odvozeny pro nosníky a pro analýzu pokročilými metodami. Ocelové a zvláště
ocelobetonové konstrukce se dnes navrhují požárně částečně chráněny. Jednou z možností dosažení
ekonomického návrhu přípojů a celé konstrukce jsou požárně chráněné přípoje požárně nechráněných
nosníků. Rozdělení teploty v přípoji ocelobetonové konstrukce komplikuje přítomnost betonových
komponent s různou tepelnou vodivostí. Výzvou zůstává předpověď poklesu teplot při chladnutí
konstrukce. Přípoje jsou ve fázi chladnutí teplejší než okolní plyny a než chladnoucí konstrukce.
Pro tento jev zatím nebyl publikován vhodný model.
- 19 -
EXPERIMENTY
IPE 270
1000
TR 245/8
IPE 270
IPE 270
IPE 240 - POŽÁRNE CHRÁNEN /
FIRE PROTECTED
4000
TR 245/8
COFRAPLUS 60 (60 mm)
C 30/37 (60 mm)
SÍT / MESH 5/100/100, fy = 420 MPa
IPE 220
PODLAŽÍ 2 / FLOOR 2
POŽÁRNÍ ZKOUŠKA Č. 1 /
FIRE TEST NO. 1
POŽÁRNÍ ZKOUŠKA Č. 2 /
FIRE TEST NO. 2
IPE 270
IPE 330
PODLAŽÍ 1 / FLOOR 1
4000
FIRE PROTECTED
10400
6000
700
IPE 270
IPE 220 / IPE 330
TR 245/8
HEB 200
IPE 240 - PROT.
HEB 200
IPE 270
2
1
TR 245/8
IPE 240 - CHRÁN./
PROT.
FIRE PROTECTED
FIRE PROTECTED
HEB 200
IPE 240 - CHRÁN./
PROT.
3000
3
IPE 220 / IPE 330
700
V září 2011 budou uskutečněny dvě požární zkoušky na experimentálním objektu. Dvoupodlažní
konstrukce o půdorysných rozměrech 10,4 x 13,4 m a výšce 9 m představuje část typické
administrativní budovy, viz obr. 2. Ocelobetonové stropy z trapézového plechu výšky 58 mm,
betonové desky C30/37 tloušťky 62 mm a prostě uložených nosníků průřezů IPE220, IPE240, IPE270
a IPE330 z oceli S355 jsou uloženy na ocelové sloupy průřezu HEB200 z oceli S355 a ocelobetonové
sloupy průřezu TR245/8 z oceli S355 vyplněné betonem C30/37. Požárním nástřikem budou chráněny
pouze obvodové nosníky, ocelové sloupy a příhradová ztužidla. Skládaný plášť je navržen z ocelových
kazet, minerální vlny a trapézového plechu. Mechanické zatížení simulované pytli s kamenivem
při druhé zkoušce bude odpovídat běžné administrativní budově. Požární zatížení bude tvořeno
hranicemi z dřevěných hranolů o vlhkosti 12 %. Ventilaci zajistí okenní otvor velikosti 5 x 2 m.
HEB 200
TR 245/8
IPE 240 - PROT.
OKNO / WINDOW
5000
2000 (1200)
700
9000
3000
700
A
B
C
13400
A
B
C
Obr. 2: Půdorys a řez konstrukcí experimentálního objektu
Fig. 2: Ground plan and vertical section of experimental building
ZÁVĚR
Data získaná z uvedených experimentů budou porovnána s výsledky numerického modelu přestupu
tepla do konstrukce vytvořeného softwarem SAFIR. Cílem je připravit analytický model předpovědi
rozdělení teploty po přípoji. Hodnotnými výstupy práce bude článek v impaktovaném časopise
a užitný vzor.
OZNÁMENÍ
Výzkum je součástí evropského projektu RFCS COMPFIRE č. RFSR-CT2009-0021.
LITERATURA
[1] CESTRUCO, Design of Structural Connections to Eurocode 3 – Frequently Asked Questions. Ed.
Moore D.B., Wald F.: Building Research Establishment Ltd, Watford, 2003,
ISBN 80-01-02838-0. URL: www.fsv.cvut.cz/CESTRUCO
[2] Franssen J-M.: Numerical determination of 3D temperature fields in steel joints. 2nd International
Workshop Structures in Fire, Christchurch, 2002, s. 2-20
[3] Wald, F., Simões da Silva, L., Moore, D.B., Lennon, T., Chladná, M., Santiago, A., Beneš, M.,
Borges, L.: Experimental Behaviour of Steel Structure under Natural Fire. Fire Safety Journal 41(7),
2006, s. 509-522
[4] Ding, J. and Wang, Y.C.: Temperatures in unprotected joints between steel beams and concrete
filled tubular columns in fire. Fire Safety Journal 44(1), 2009, s. 16-32
- 20 -
MODELOVÁNÍ POŽÁRNÍ OCHRANY
MODELING OF FIRE PROTECTION
Jiří Jirků
Abstract
This paper describes the state of the art of modeling of heat transfer to the steel structure. The second
part is focused to pilot experiment to specify the emissivity of zinc coated steel members.
Key words: heat transfer, convection, radiation, temperature of steel section, zinc coating
ÚVOD
Součástí požárního návrhu stavebních konstrukcí je předpověď teploty nosných prvků, která výrazně
ovlivňuje jejich únosnost za požární situace. Cílem disertační práce je popsat problematiku teploty
požárně částečně chráněných prvků. V příspěvku je shrnuta problematika přestupu tepla do požárně
nechráněné konstrukce a předběžné poznatky ze studie emisivity žárově zinkovaného povrchu, která se
v rámci práce připravuje a částečně se již realizovala.
PŘESTUP TEPLA DO KONSTRUKCE
Ve stavebním inženýrství je předpovídání teploty prvků nosné konstrukce založeno na energetické
rovnováze prvků stavební konstrukce a tepelných toků z požáru. Uvažovány jsou ovšem pouze tepelné
toky prouděním a sáláním. Podle Gjoela [1] může být energetická rovnováha zapsána jako:
dθ
(1)
hnet = hnet , r + hnet ,c = a ,
dt
kde hr je tepelný tok sáláním, hc je tepelný tok prouděním, dθa je změna teploty a dt změna času.
PŘESTUP TEPLA PROUDĚNÍM
Hodnota tepelného toku prouděním se určí ze vztahu:
hnet ,c =α c ⋅(θ g − θ a ),
(2)
kde αc je součinitel přestupu tepla, θg teplota plynu a θa povrchová teplota prvku.
V řadě případů tepelné analýzy stavební konstrukce ale proudění není dominantní složkou tepelného
toku. Výsledná teplota proto není citlivá na hodnotu součinitele přestupu tepla a např. v [2] se uvažuje
konstantní hodnotou po celou dobu požáru. Pro přesnější výsledky se doporučuje, viz [1], lineárně
interpolovat hodnoty od 0 W/m2K v okamžiku vzplanutí do 25 W/m2K v době, kdy se teploty prvku
a plynu vyrovnají.
PŘESTUP TEPLA SÁLÁNÍM
Energie z požáru se při kontaktu s ocelovým prvkem částečně pohltí, odrazí a přenese. Obecně lze
vztah zapsat jako:
(3)
α + ρ +τ = 1,
kde α je pohltivost, ρ je odrazivost a τ propustnost.
Obecná teorie sálání vychází z modelu černého tělesa, které pohlcuje veškeré záření dopadající na jeho
povrch a současně je také dokonalým zářičem. Tepelný tok vyzářený černým tělesem je popsán:
4
4
(4)
hnet , r = σ ⋅ (θ g + 273) − (θ a + 273) ,
[
]
- 21 -
kde σ je Stefan-Boltzmannova konstanta a θg a θa již byly definovány výše. V praxi takové těleso
neexistuje, proto je využíván model šedého tělesa. To vyzáří pouze zlomek energie černého tělesa.
Tuto část lze vyjádřit pojmem emisivita, která je podle Wanga [3] definována jako podíl energie
vyzářené povrchem šedého a černého tělesa při stejné teplotě. V souladu s Kirchhoffovými zákony je
emisivita shodná s pohltivostí povrchu. Tepelný tok sáláním je pak popsán vztahem:
4
4
(5)
hnet , r = φ ⋅ ε ⋅ σ ⋅ (θ g + 273) − (θ a + 273) ⋅ ,
[
]
kde φ je polohový faktor ocelového prvku vzhledem k požáru a ε emisivita povrchu ocelového prvku.
TEPLOTA OCELOVÉHO PRVKU
Teplota ocelového nechráněného prvku vychází ze zákona zachování energie, který může být zapsán:
dθ
(6)
V ⋅ ρ a ⋅ c a ⋅ a = (hnet , r + hnet ,c ) ⋅ (θ g − θ a ) ⋅ Aa ,
dt
kde V je obsah průřezu, ρa je hustota oceli, ca měrné teplo oceli a Aa je povrch vystavený požáru.
V případě že je ocelový prvek opatřen požární ochranou, lze její vliv do výpočtu dle [2] zavést:
λ p ⋅ ( Am / V ) θ g (t ) − θ a (t )
Δθ a (t ) =
⋅
⋅ Δt − (e φ ( t ) 10 − 1) ⋅ Δθ g (t ) ,
d p ⋅ c a (t ) ⋅ ρ a 1 + φ (t ) 3
(7)
cp ⋅ ρ p
⋅ d p ⋅ ( Am / V ) , ( Am / V ) součinitel průřezu, ρp je hustota ochranného materiálu,
c a (t ) ⋅ ρ a
cp měrné teplo ochranného materiálu a λp je tepelná vodivost ochranného materiálu, ρa a ca již byly
definovány výše.
kde φ (t ) =
EXPERIMENTY
K pilotnímu ověření vlivu emisivity zinkovaného povrchu při požáru byl uskutečněn experiment ve
zkušebně PAVUS a. s. ve Veselí nad Lužnicí. Zkoušelo se celkem osm vzorků o dvou odlišných
průřezech, které reprezentovaly uzavřené a otevřené průřezy. Délka prvků byla 1 m. Jako otevřený
průřez byl zvolen IPE 200 a jako uzavřený TR114,3x4 mm. Při vyhodnocení pilotního projektu byla
hodnota emisivity povrhu žárově zinkovaných prvků zjištěna jako εm,ZN = 0,32, což je výrazně nižší než
emisivita oceli bez povrchové úpravy, která je podle [2] εm = 0,7.
ZÁVĚR
Příspěvek stručně shrnuje stávající stav poznání ve výpočtu teploty ocelového průřezu za požární
situace. Při pilotních testech žárově zinkovaných prvků se ověřil předpoklad nižší emisivity lesklého
povrchu zejména v počátečních fázích požáru. Předběžné zkoušky bude pro využití v praxi třeba ověřit
zkouškou s dalšími součiniteli průřezu při normovém měření teploty plynu v peci. Bude nutné ověřit
také vliv stárnutí povrchů, který se může projevit tmavnutím povrchu.
OZNÁMENÍ
Pilotní experiment žárově zinkovaných prvků byl připraven v rámci činnosti výzkumného centra
CIDEAS, za finančního přispění MŠMT, projekt 1M0579.
LITERATURA
[1] Ghojel, J. I.: A New Approach to Modeling Heat Transfer in Compartment Fires. Fire Safety
Journal, vol.31, 1998, s. 227-237
[2] ČSN EN 1993-1-2: Navrhování ocelových konstrukcí, Obecná pravidla, část 1-2: Navrhování
konstrukcí na účinky požáru, ČNI, Praha, 2006, 77 s.
[3] Wang Y., Burgess I., Gillie M., Wald F.: Performance Based Fire Engineering of Structures, Spon
Press, 2011, v tisku
- 22 -
STYČNÍKY KULATIN
ROUND TIMBER JOINTS
Eva Mašová
Abstract
Currently, in building industry is growing interest in using of round timber for load-bearing
structures. The use of round timber as a load-bearing element leads to major savings in material in
comparison to the use of sawn timber. Mechanical properties of round timber are different from sawn
timber . Knowledge about the behaviour of round timber is not sufficient yet. The European standards
for the design of timber structures (Eurocode 5) are not included specific rules for the assessment of
round timber and in particular their joints. The project aims to investigation of behaviour of specific
round timber joints by means of experimental program and analytical models of selected joints. It will
be also supplemented by a numerical model whose behaviour will be calibrated on the base of the
experiments. The result will be a description of the behaviour of joints derived from the models based
on the method of components.
Key words: round timber, log, joint, connection, load-bearing structure
ÚVOD
Využití kulatiny ve stavebnictví v oblasti dřevěných konstrukcí vede k velkým materiálovým úsporám,
oproti hraněnému dřevu, při jehož zpracování vzniká velké množství odpadu. Důležitým aspektem je
také snadná zpracovatelnost dřeva pro nosné konstrukce navržené z kulatin. Mechanické vlastnosti
kulatiny se od hraněného dřeva ale liší. Styčníky kulatin jsou poměrně specifické vzhledem k nárokům
na zachování tvaru a vzhledu průřezů. Kulatina je vzhledem ke svému průřezu schopna přenášet
značná zatížení, což zvyšuje nároky na spojování těchto prvků. Velice často se též jedná o spoje, které
se vyskytují na konstrukcích s důrazem kladeným na estetickou stránku a tak přibývá i toto kritérium,
které musíme zohlednit. Velmi často je kulatina také využívána pro konstrukce ve venkovním
prostředí a tento fakt rovněž zvyšuje nároky na spojování těchto průřezů. Styčníky musí splňovat nejen
kritérium funkčnosti, ale též je třeba věnovat pozornost správnému zpracování detailů z hlediska
působení vlhkosti, námrazy a dalších vnějších vlivů. Znalosti o chování kulatin nejsou zatím
dostatečné, v evropských normách pro navrhování dřevěných konstrukcí (Eurocode 5) nejsou obsažena
žádná specifická pravidla pro posouzení kulatin a zejména jejich spojů.
STYČNÍKY KULATIN
Při navrhování styčníků kulatin je důležitým aspektem vznik trhlin způsobený sesycháním dřeva.
V tangenciálním směru je sesychání kulatiny větší než v radiálním směru. Při tangenciálním sesychání
vznikají většinou skupiny trhlin, při sesychání v radiálním směru často dochází ke ztrátě kontaktu
spojovacího prostředku (svorníku či ovinutí) a dřevěného prvku [1]. Seskupení trhlin v axiálním směru
může způsobovat problémy, pokud trhliny vzniknou ve stejném místě, jako jsou spojovací prostředky.
Vliv sesychání dřeva je velmi důležité uvažovat kvůli bezpečnosti navrhovaných konstrukcí z kulatin.
Vznik trhlin může být minimalizován výběrem metody sušení dřeva [2].
Disertační práce je zaměřena na analýzu chování spoje dvou kulatin včetně návrhu analytického a
numerického modelu spoje s využitím metody komponent.
- 23 -
EXPERIMENTY
Plánované experimenty naváží na pilotní výzkum, který proběhl v Kloknerově ústavu ČVUT v Praze
v letech 2008 – 2009 (K. Mikeš). Byla provedena tahová zkouška spoje dvou kulatin s ocelovým
plechem se smykovými zarážkami. Bylo vyzkoušeno celkem 14 zkušebních těles. Spoj byl vytvořen ze
dvou podélně seříznutých kulatin (délka 3700 mm, jmenovitý průměr 260, 280 a 320 mm), na koncích
propojených přes styčníkové ocelové plechy se smykovými zarážkami. Jako spojovací prostředky byly
použity závitové tyče, po pěti v každém plechu. Závitové tyče byly zajištěny matkami s podložkami.
Zatížení je přenášeno z ocelového plechu do dřevěných kulatin pomocí smykových zarážek.
Obr. 1: Schéma spoje
Obr. 2: Způsob porušení
Fig. 1: Scheme of joint
Fig. 2: Mode of failure
Zkoušky v tahu byly provedeny cyklováním až do porušení metodou zatížení a odtížení. Při každém
stupni zatížení byla zatěžující síla zvětšena o 100 kN, každé odtížení bylo provedeno na hodnotu
50 kN. Během zatěžování zkušebních těles byla snímána kontinuálně deformace (prodloužení) pěti
potenciometrickými snímači posunutí v závislosti na zatížení. U většiny zkušebních těles došlo
k porušení usmyknutím vrstvy dřeva po létech v rovině dna zářezů klád. Z výsledků experimentů
vyplývá, že tento typ styčníku má vysokou deformační kapacitu a zároveň též poměrně značnou
počáteční tuhost.
ZÁVĚR
Cílem disertační práce je popsat chování styčníku pod vlivem zatížení a stanovit přípustné meze
deformací jednotlivých komponent pomocí analytického modelu. Model bude sestaven na základě
poznatků získaných z experimentů a z plánovaných numerických modelů, které jsou připravovány
v softwaru ANSYS. Navrhovaná analýza umožní praktické navrhování tohoto typu styčníku pomocí
vstupních parametrů, které mají vliv na únosnost a deformace celého spoje.
OZNÁMENÍ
Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem GAČR 103-08-H066.
LITERATURA
[1] Požgaj A., Chovanec D., Kurjatko S., Babiak M.: Štruktúra a vlastnosti dreva, Príroda, Bratislava
1997, 485 s.
[2] Ranta-Maunus A.: Round small-diameter timber for constructuion. Final report of project FAIR
CT 95-0091, Espoo 1999, Technical Research centre of Finland, VTT PUBLICATIONS 383. 191 p
- 24 -
PREFABRIKOVANÉ DŘEVOBETONOVÉ STROPNÍ KONSTRUKCE
PREFABRICATED TIMBER-CONCRETE FLOOR STRUCTURES
Pavel Nechanický
Abstract
Although timber-concrete composite structures has been known and used for almost hundred years,
they are realized occasionally in the Czech Republic. They are mostly realized as an in-situ assembly,
where a fresh concrete mixture is poured onto a previously prepared (covered by a deck) timber
beams. Timber beams are fitted by mechanical (usually steel) connectors. Due to numerous
disadvantages of this method new researches are focused on developing of original assembly
processes and a possibility of utilization of prefabricated components. Research in this area has been
made mainly in Germany, Austria, Finland and Sweden. Similar research is still missing in the Czech
Republic but due to an increasing demand for rapid construction of prefabricated multi-storey timber
buildings such research should be run, which is indeed the aim of this doctoral thesis.
Key words: timber-concrete, composite, shear connector, floor structures, prefabricated
ÚVOD
Počátky využívání dřevobetonových konstrukcí sahají až do raných 20. let minulého století. Po první
světové válce chyběla ocel a použití dřeva v kombinaci s betonem bylo logickým důsledkem této
situace. V průběhu dalších desetiletí se výzkum a aplikace zúžily do dvou hlavních oblastí:
vyztužování a zesilování stropních konstrukcí historických budov a realizace lávek a mostů.
V posledních přibližně 25 letech došlo v zahraničí k velkému boomu v oblasti výzkumu
dřevobetonových kompozitů zaměřených na návrh nových typů spřahovacích prostředků, využití
nejrůznějších materiálových kombinací, uspořádání dílčích materiálů v průřezu i na různý stupeň
prefabrikace [1].
Obr. 1: Chování kompozitní konstrukce v
závislosti na tuhosti spojení [2]
Obr. 2: Pracovní diagram vybraných
spřahovacích prostředků [3]
Fig. 1: The behavior of composite structure
Fig. 2: Stress-strain diagram of selected
depending on the rigidity of the connection [2]
connectors [3]
- 25 -
Principem působení dřevobetonového spřaženého průřezu je přenos tlakového namáhání
železobetonovou deskou, nejčastěji z hutného betonu v tloušťce 60 – 150 mm, a tahového namáhání
dřevěným průřezem z rostlého nebo lepeného lamelového dřeva. Dřevěný průřez může být
obdélníkový nebo tvarovaný různými zářezy, dále pak kulatina nebo křížem lamelované či jinak
vrstvené masivní desky. Smykové spojení obou materiálů se nejčastěji provádí mechanickými
ocelovými spojovacími prostředky kolíkového typu nebo jinými výrobky, které se běžně používají pro
spoje dřevostaveb. Alternativně lze využít mechanické spojovací prostředky speciálně vyvíjené pro
dřevobetonové konstrukce.
Tradičním způsobem provádění je vybetonování čerstvé betonové směsi na záklop dřevěných nosníků.
Nosníky jsou předem opatřeny mechanickými spojovacími prostředky, nejčastěji hřebíky nebo vruty.
Tato tradiční in-situ montáž má jisté nevýhody. Především je třeba ochránit dřevěné prvky od
pronikající vlhkosti z čerstvé betonové směsi a ohlídat i chemické složení dřevní hmoty, aby nedošlo
vlivem chemických reakcí k znehodnocení kvality betonu. Dalšími nevýhodami jsou nutnost
ošetřování betonu, potřeba podpěr dřevěných nosníků a technologické pauzy. Toto vše výstavbu
zpomaluje a prodražuje. Aby se nevýhody eliminovaly, začaly se v posledních letech zkoumat
možnosti prefabrikace. Výzkumy v této oblasti byly provedeny především v Německu, Rakousku,
Finsku a Švédsku. Výsledkem jsou více či méně využitelné konstrukční systémy v různé úrovni
prefabrikace [2],[3]. V České republice se touto problematikou dosud nikdo nezabýval a celkové
využití dřevobetonových konstrukcí je spíše ojedinělé. V posledních letech je však patrný nárůst
poptávky po montovaných vícepodlažních dřevostavbách a tím i po možnosti využití dřevobetonových
konstrukcí v podobě prefabrikovaných dílců. Na toto téma je zaměřena tato disertační práce.
EXPERIMENTY A HODNOTNÉ VÝSTUPY
Cílem disertační práce je vyvinout spřažený prefabrikovaný dřevobetonový stropní panel. Práce bude
obsahově rozdělena do dvou částí. První se bude zabývat vývojem nového typu spřahovacího
prostředku. V rámci této části jsou naplánovány série protlačovacích zkoušek, na jejichž základě bude
určena poddajnost tohoto prostředku. Druhá část bude zaměřena na vývoj prefabrikátu. V této části se
plánuje zkouška na panelu v měřítku 1:1, která by měla potvrdit předpoklady numerického modelu.
V průběhu vývoje se předpokládají hodnotné výstupy v podobě užitného vzoru spřahovacího
prostředku, patentování prefabrikovaného panelu, publikace dosažených výsledků na českých i
mezinárodních odborných konferencích, články v odborných časopisech a ověřená technologie
výroby. Pro návrh konstrukce se plánuje vytvoření uživatelsky přívětivého řešení. Celkovým přínosem
by měl být reálný výrobek, který budou moci nabídnout dodavatelé montovaných dřevostaveb jako
alternativu ke svým stávajícím konstrukčním systémům a tím budou moci zlepšit svoji
konkurenceschopnost především v oblasti výstavby vícepodlažních staveb.
OZNÁMENÍ
Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen granty GAČR 103/08/H066 a
SGS 11/146/OHK1/3T/11
LITERATURA
[1] Nechanický P., Kuklík P.: Možnosti provádění kompozitních dřevobetonových konstrukcí, Sborník
mezinárodního semináře Dřevostavby 2011, VOŠ a SPŠ Volyně, 2011, s. 171-176,
ISBN 978-80-86837-33-8
[2] Lukaszewska, E.: Development of Prefabricated Timber-Concrete Composite Floors, Ph.D. thesis,
2009, University of Technology, Lulea
[3] Dias, A.M.P.G.: Mechanical behaviour of timber-concrete joints, Ph.D. thesis, 2005, Universidade
de Coimbra
- 26 -
DYNAMICKÉ VLASTNOSTI TYČOVÝCH ZÁVĚSŮ NA MOSTECH TYPU
LANGERŮV TRÁM
DYNAMIC PROPERTIES OF HANGERS AT TIED-ARCH BRIDGES
Karel Princ
Abstract
Structural design of joints of hangers is an important part of tied-arch bridge design. It is influenced
by cross section of the beam and the arch. Design of joints can have significant effect on dynamic
properties of hangers which are prone to traffic or wind induced vibration due to its slender shape.
Excessive vibration can cause fatigue failure and the joint is a crucial detail in terms of fatigue
behaviour. Since demanded lifetime for bridges is 100 years, precise description of fatigue behaviour
of the joint is required.
Key words: tied-arch bridge, structural dynamics, bridge hanger, steel joint design, fatigue durability
ÚVOD
Na trámových mostech vyztužených obloukem (Langerův trám) je důležitým detailem kotvení
tyčových závěsů do oblouku a do plnostěnného trámu. Návrh detailu vychází z konstrukčního
uspořádání průřezu oblouku a trámu. Nabízí se několik variant průřezu závěsu, detailu přípoje závěsu a
jejich vzájemné kombinace. Za těchto okolností je obtížné stanovit obecně platné dynamické
charakteristiky závěsů. Na některých mostech se vyskytlo neočekávané kmitání závěsů. Cílem
disertace je tudíž objasnit dynamické charakteristiky nejčastěji používaných detailů závěsů na
obloukových mostech Langerova typu.
DETAILY PŘÍPOJŮ
Konstrukční řešení přípoje závěsu do oblouku a do trámu je ovlivněno několika faktory.
Nejdůležitějšími z nich jsou tvar průřezu oblouku a trámu a typ závěsu. Trámy mívají zpravidla průřez
tvaru I a závěs je připojen pomocí styčníkového plechu v rovině stěny nosníku. Styčníkový plech často
prochází výřezem v horní pásnici trámu, v některých případech je přivařen přímo na horní pásnici.
Průřezy oblouků jsou nejčastěji obdélníkové uzavřené, otevřené tvaru obráceného U, případně kruhové
z trubek velkého průměru. U obdélníkových průřezů oblouku (uzavřených i otevřených) je styčníkový
plech závěsu vsazen příčně do oblouku a tvoří diafragma. U trubkových průřezů je plech styčníku
vsazen do trubky v rovině oblouku.
Závěsy mohou mít tyčový průřez, svařovaný průřez (například tvaru I), případně mohou být tvořeny
lany. Nejčastěji používaným řešením na silničních a železničních mostech jsou tyčové závěsy. Působí
velmi dobře esteticky, avšak jejich nízká ohybová tuhost zvyšuje náchylnost k nežádoucím
dynamickým projevům. Jejich profil je buď plný kruhový, tvořený tlustostěnnou trubkou či pásový
z tlustého plechu. Styčníkový plech tyčových závěsů s kruhovým profilem má zpravidla
trojúhelníkový tvar. Závěsy z pásových průřezů je možné plynule napojit do stěny trámu otvorem
v horní pásnici, případně je stěna v místě přípoje zesílena vsazením silnějšího plechu (viz obr.1).
Vzhledem k tomu, že styčníkový plech tvoří často diafragma průřezu oblouku, je nejčastěji orientován
kolmo na rovinu oblouku. Naproti tomu dolní styčníkový plech je natočen podélně ve směru stěny
trámu. Toto vzájemné uspořádání je používané nejčastěji a bude mu dále věnována největší pozornost.
Je třeba jej respektovat při vymezení okrajových podmínek pro dynamickou analýzu závěsu. Tuhost
přípoje v podélném a příčném směru se liší a jsou-li horní a dolní přípoj vzájemně orientovány kolmo
na sebe, vlastní tvary kmitání závěsu neleží v rovině, ale jsou natočeny. Úhel natočení vlastního tvaru
v prostoru závisí zejména na vzájemných poměrech ohybové tuhosti v jednotlivých směrech u horního
- 27 -
a dolního přípoje závěsu. Přípoj závěsu a jeho svary jsou tedy namáhány v obecných směrech
kombinací napětí od ohybu a smyku a jedná se tudíž o únavový detail, který není dosud popsán a
klasifikován S-N křivkou.
Obr. 1: Varianty přípoje pro kruhový a pásový průřez závěsu
Fig.1: Example of joint design for circular cross section and thick plate
ZDROJE KMITÁNÍ ZÁVĚSŮ
Kmitání závěsů může být obecně buzeno přejíždějícími silničními či železničními vozidly. Vliv
projíždějícího vlaku na kmitání závěsu se může projevovat přímo budícími účinky na mostní
konstrukci [1]. Přejezd vozidel po mostě má však také vliv na změny osových normálových sil
v závěsech a tedy i na vlastní frekvenci závěsu.
Dalším zdrojem buzení kmitání jsou dynamické účinky větru. Může se jednat například o dynamickou
složku zatížení větrem nebo o příčné kmitání způsobené účinky odtrhávání vírů (vortex shedding) [2].
Směr budících účinků větru je zcela obecný.
ZÁVĚR
Návrhu konstrukčního detailu přípoje závěsu na obloukových ocelových mostech je potřeba věnovat
zvýšenou pozornost. Vzhledem k nebezpečí nadměrného kmitání závěsu je zjevné i riziko vzniku
únavových poruch.
Předmětem zkoumání budou zejména budící účinky větru a dopravy na mostní závěsy, rozkmity napětí
v přípoji závěsu a analýza projevů únavy v detailu. Cílem je návrh optimálního konstrukčního řešení
přípoje.
OZNÁMENÍ
Výzkum, jehož výsledky
SGS11/030/OHK1/1T/11.
se
prezentují
v
tomto
příspěvku,
byl
podpořen
grantem
LITERATURA
[1] Yang, Yeong-Bin.: Vehicle-bridge interaction dynamics : with applications to high-speed railways
/ New Jersey : World Scientific, c2004. xxxiv, 530 s. : ISBN 981-238-847-8.
[2] Strømmen, Einar N.: Theory of Bridge Aerodynamics. 1. [s.l.] : Springer, 2006. 239 s. ISBN 9783540306030.
- 28 -
SYSTÉMY KONSTRUKČNÍCH TÁHEL PŘI CYKLICKÉM ZATÍŽENÍ
TENSION BAR SYSTEMS UNDER CYCLIC LOADING
Radka Teplá
Abstract
In modern design of structures such as bridges and civil structures, tension components are used more
and more often and they are subjected to traffic and wind loads. These are major factors causing high
cycle fatigue. Then in some cases fatigue cracks may cause collapse of part or whole structure. On the
basis of tests on Macalloy tension bar systems which were carried out in past there was remarked that
the weakest part of system is a coupler. Turnbuckle – related component of coupler with similar
detailing – is essential for prestressing tension bar system. The first test on one sample of turnbuckle
Macalloy M24 to verify its fatigue resistance is in progress.
Key words: fatigue, cyclic loading, tension bar systems, turnbuckle
ÚVOD
V současné době se tažené prvky používají u konstrukcí mostů tak i u inženýrských staveb. Jednou
z možností při návrhu tažených prvků je použití systémů konstrukčních táhel, která na rozdíl od tyčí
mohou být předepnuta, pokud je to zapotřebí. Tyto prvky mohou být vystaveny účinkům dynamické
složky větru, která může způsobit jejich kmitání. Prvky použité na mostech jsou ještě navíc vystaveny
účinkům proměnného zatížení dopravou. Je tedy zjevné, že se u těchto komponentů musí počítat s
možnou únavou materiálu a při návrhu se toto hledisko musí prověřit. Vzhledem k aplikaci těchto
systémů na mostní konstrukce je třeba tuto problematiku prozkoumat podrobněji a komplexněji.
Eurokód 3 se zabývá únavou ocelových konstrukcí v části 1-9 [1]. Pro návrh ocelových tažených
prvků platí část 1-11 [2]. Tato část 1-11 používá pro únavu bilineární křivku bez prahové hodnoty,
pokud nejsou provedeny únavové zkoušky. Pro předpínací tyče se použije hodnota kategorie detailu
Δσc = 105 MPa při 2 x 106 cyklech.
EXPERIMENTY
V minulosti byly pro společnost Macalloy, vyrábějící konstrukční táhla, provedeny únavové zkoušky
na táhlech M56 Macalloy S460 [3] . Celkem byly provedeny 3 zkoušky při 3 různých rozkmitech
napětí, viz tab.1. Zkoušky splňovaly požadavky [2] pro osovou zkoušku sestav tažených prvků.
V obou případech, kdy zkouška skončila porušením, praskla spojka. Lze tedy usuzovat, že nejslabším
článkem z hlediska únavy je u tohoto systému právě spojka, neboť na tyči je závit vytvořen
válcováním za studena. Naopak vnitřní závit na spojce nebo napínáku (v podstatě jde o stejnou
geometrii) je vyřezán. Podle [4] proces válcování, kdy je závit vytvořen pomocí plastické deformace,
zlepšuje povrchové vlastnosti. Oproti tomu při výrobě závitu řezáním dochází v mikrostruktuře
materiálu k dislokacím a k porušení vazeb. Tyto zásahy do struktury tak vytvářejí potenciální místa
vzniku trhliny. Bylo již pomocí testů dokázáno, že válcovaný závit má větší únavovou životnost než
závit řezaný [4].
Tab.1: Výsledky zkoušek na M56 [3]
Table 1: Experimental results on M56 [3]
Fmax [kN]
584
584
584
Fmin [kN]
371
424
478
Δσ [MPa]
100
75
50
Počet cyklů do lomu N
1 085 750
2 284 300
>3 000 000
- 29 -
Příčina lomu
Lom ve spojce
Lom ve spojce
K lomu nedošlo
Podle těchto testů lze konstatovat, že životnost sestavy při 2 miliónech cyklů odpovídá zatížení o
rozkmitu napětí Δσ = 75 MPa. Ovšem norma [2] pro systémy předpínacích tyčí udává referenční
rozkmit napětí Δσ = 105 MPa pro 2 milióny cyklů. Je tedy nutné ověřit únavovou únosnost těchto
táhel i při tomto rozkmitu, aby jejich použití mohlo být rozšířeno i na cyklicky namáhané konstrukce.
Je připravena první únavová zkouška v Experimentálním centru Fakulty stavební ČVUT. Bude se
zkoušet napínák se závitem M24, viz obr.1. Jednotlivými komponenty budou napínák, dvě tyče, které
budou z obou stran připevněny k napínáku. Ze 4 stran budou na napínák připevněny tenzometry. Na
začátku zkoušky bude provedeno statické zatížení o velikosti Fmax. Tím bude ověřeno, zda je napínák
namáhán symetricky a zda na napínák nepůsobí kromě osové síly i ohybový moment. Pokud bude
zjištěna excentricita, opraví se uchycení. Následně proběhne únavová zkouška pro 2 mil.cyklů, kdy
maximální napětí tyče σmax bude 297 MPa, minimální napětí σmin 192 MPa a rozkmit napětí Δσ 105
MPa, aby byly splněny požadavky normy [2]. Později bude vytvořen numerický model napínáku
MKP. Na základě poznatků získaných z únavové zkoušky bude provedena verifikace modelu. Dále
budou navrženy úpravy napínáku pro zlepšení únavové životnosti. Úprava může spočívat ve zvětšení
průřezové plochy napínáku, případně mohou být navrženy další úpravy, které vyplynou ze získaných
poznatků z modelu MKP. Budou vyrobeny dva prototypy zlepšených napínáků a ty budou ověřeny
stejně jako původní.
Obr. 1: Sestava napínáku M24 pro únavovou zkoušku
Fig. 1: Assembly M24 for fatigue test
ZÁVĚR
V současné době se systémy konstrukčních táhel při návrhu tažených prvků používají u všech typů
konstrukcí, nevyjímaje i ty zatěžované proměnným zatížením, ať už jde o zatížení dopravou nebo
zatížení dynamickou složkou větru. Je tedy třeba vyjasnit jejich chování z hlediska únavy a zajistit,
aby tyto prvky splňovaly příslušné návrhové normy a aby konstrukce jako celek byla bezpečná po
celou svou životnost. Hodnotným výstupem výzkumu bude návrh užitného vzoru a publikace
v recenzovaném časopise.
OZNÁMENÍ
SGS11/030/OHK1/1T/11.
se
prezentují
v tomto
příspěvku,
byl
podpořen
grantem
LITERATURA
[1] ČSN EN 1993-1-9 Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-9: Únava, ČNI, 2006
[2] ČSN EN 1993-1-11 Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-11: Navrhování
ocelových tažených prvků, ČNI, 2008
[3] Fatigue testing of M56 coupled bar assembles, Bodycote materials testing, Report No:D804494,
duplicate of an original letter, 2008
[4] Osborne P.: Thread Rolling and Fatigue, Macalloy Internal Document, 2010
- 30 -
OCELOBETONOVÁ DESKA S ROZPTÝLENOU VÝZTUŽÍ ZA POŽÁRU
STEEL-CONCRETE SLAB WITH DISPERSED REINFORCEMENT IN FIRE
Jan Bednář
Abstract
Resistance of the partially fire protected floor slabs can reach 60 min and more. Concrete slabs are
traditionally reinforced by steel bars as fire reinforcement. Thanks to better technology of the
processing, there are starting to use the steel fibres as the reinforcement. The experiments described in
this paper demonstrate, that steel fibers can substitute steel bars as the fire reinforcement. There were
created the two tests in ambient temperature and one test in elevated temperature. To the evaluation of
the tests, there were create the tests of the materials properties of the fiber concrete.
Key words: Steel-concrete slab, fiber concrete, partially protected, fire resistant
ÚVOD
Cílem disertační práce je vytvoření vhodného návrhového modelu pro ocelobetonové stropy za
požáru. V rámci spoluprací na výzkumném projektu byla provedena sada experimentů, které měla
prokázat vhodné chování částečně protipožárně chráněné kompozitní desky za požáru vyztužené
jenom ocelovými drátky bez přidaných ocelových prutů. V první experimentální etapě projektu byly
připraveny tři betonové desky o rozpětí 3,0 m a délce 4,5 m, viz obr. 1. Dvě desky AMB-BE-1 a
AMB-PL-1 byly zkoušeny za běžné teploty a deska ELE-BE-1 za zvýšené teploty. Desky AMB-BE-1
a ELE-BE-1 byly ve třetinách rozpětí podepřeny ocelovými nosníky spřaženými s betonovou deskou.
U desky ELE-BE-1 byly protipožárně chráněny jenom obvodové nosníky, ale vnitřní stropnice a
betonová deska byla ponechány bez ochrany. Za běžné teploty zkoušená deska AMB-PL-1 byla bez
vnitřních stropnic. Deska tloušťky 40 mm byla betonována do trapézového plechu TR40/160/0,75.
Obr. 1: Betonáž desky s rozptýlenou výztuží a termočlánky ve vzorku pro zkoušku
ELE-BE-1
Fig. 1: Concreting of the slab with fibers and thermocouples in the specimen to the test
ELE-BE-1
- 31 -
Beton byl vyztužen 70 kg drátků o rozměrech 50 mm x 1 mm, s pevností 1100 MPa na 1 m3. Byla
zjištěna krychelná pevnost 46 MPa. Pevnost betonu v tahu 7,1 MPa byla stanovena ze zkoušky při
čtyřbodovém ohybu na vzorcích velikosti 150 x 150 x 700 mm. Desky byly uloženy na
ocelobetonovém nosníku průřezu IPE 100 s průvlaky a obvodovými nosníky IPE 220. Spřažení
zajišťovaly trny 70 mm Ø12,5 mm po 300 mm. Přípoj nosníku k průvlaku byl kloubový pomocí čelní
desky tloušťky 8 mm a čtyř šroubů M16. Za běžné teploty byly vzorky zatěžovány hydraulickými
válci pomocí čtyř roznášecích trojúhelníkových prvků s rozměry 0,75 m x 0,9 m. Za zvýšené teploty
na vodorovné peci bylo zatížení desky vyvozeno břemeny, která byla uložena nad nosníky. Teplota
plynů byla řízena podle nominální normové teplotní křivky.
ZKOUŠKY ZA BĚŽNÉ TEPLOTY
Zkoušky za běžné teploty měly potvrdit AMB-BE-1 a AMB-PL-1 dostatečnou tažnost desky. Na
zkouškách je dobře vidět vývoj lomových plastických čar při pohledu ze shora na desku, viz obr. 2, i
ze zdola, viz obr. 3. Při zkoušce se deformace měřila jedenácti průhyboměry. Pět z nich zachycovalo
svislé deformace a šest vodorovné. Vzorek AMB-BE-1 měl ve středu desky průhyb na konci zkoušky
132 mm a vzorek AMB-PL-1 měl průhyb 162 mm. Velikost průhybu i tvar plastických linií dobře
odpovídal výpočtu jednoduchým modelem, ve kterém bylo pro vzorek AMB-BE-1 předpovězen
průhyb 141 mm a nosnost 29,5 kN/m2.
Stropní deska se v obou případech porušila napříč rozpětím. Při experimentech provedených jinými
autory byly desky vyztuženy výztužnou sítí, ale způsob porušení byl stejný. Tento způsob porušení
betonové desky dokládá rozvinutí membránového působení. V rozích se podle předpokladů vytvořily
trhliny v oblasti záporných ohybových momentů. Deska se vlivem spřažení trny nemůže volně
deformovat. Další trhliny se vyvinuly podél obvodových nosníků. Trhliny byly v dolní části zavřené a
neporušily integritu stropu. Zkouška potvrdila možnost náhrady výztužné sítě rozptýlenou výztuží. Při
pohledu na horní povrch desky a na její příčné řezy při její obtížné demolici bylo dobře doloženo
rovnoměrně rozprostření drátků v objemu betonu desky.
Obr. 2: Pohled ze shora na desku
s trhlinami po zkoušce AMB-PL-1
Fig. 2: Top view on the slab after test at
ambient temperature AMB-PL-1 with cracks
Obr. 3: Pohled ze spodu na desku s
viditelným tvarem porušení po zkoušce
AMB-PL-1
Fig. 3: Bottom view on the slab after the test
at ambient temperature AMB-PL-1 with
visible of pattern cracking
ZKOUŠKY ZA ZVÝŠENÉ TEPLOTY
Chování ocelobetonové desky ELE-BE-1 za zvýšené teploty bylo sledováno 40 termočlánky a 13
průhyboměry. 30 termočlánků bylo zabetonováno do desky, čtyři umístěny na nechráněné stropnice
a šest měřilo teplotu plynů v peci. Sedm průhyboměrů sledovalo svislé průhyby. Průhyboměry byly
umístěny ve středu desky, v polovině rozpětí nechráněných stropnic a v rozích desky. Šest
- 32 -
průhyboměrů sledovalo vodorovné průhyby. Tyto průhyboměry byly umístěny na betonové desce
uprostřed délky desky a v místech připojení nechráněných nosníků. Celistvost desky se porušila v 75
min, kdy se vytvořila příčná trhlina přes celou tloušťku desky. Tento stav se při návrhu obvykle
považuje za mezní. Ke skutečnému porušení desky ale došlo rozvojem podélné trhliny, viz obr. 4,
v 198 min zkoušky. Průhyb ve středu desky dosáhl 300 mm, tj. desetiny rozpětí. Nechráněný přípoj
stropnice na průvlak zůstal při kolapsu neporušený. Membránové působení se potvrdilo vytvořením
tažené a tlačené oblasti, které se projevilo popraskáním desky v rozích, viz obr. 5, a porušením
spřažení nosníků vytržením kužele betonu.
Obr. 4: Prolomení desky ELE-BE-1 při
zvýšené teplotě
Obr. 5: Porušení desky rohu desky
ELE-BE-1
Fig.4: Collapse of the slab ELE-BE-1 at
elevated temperature
Fig. 5: Crack in the corner of the slab
ELE-BE-1
PŘESNOST PŘEDPOVĚDNÍHO MODELU
Jednoduchý předpovědní model uvažuje se dvěma tvary porušení, viz [1]. První představuje porušení
desky příčnou trhlinou po celé její výšce v její polovině délky, druhé je podrcení betonu v
ocelobetonové desce v její tlačené oblasti. To bylo pozorováno jen u silně vyztužených desek.
Porušení závisí na pevnosti betonu, stupni vyztužení a tažnosti výztuže. Pro návrh jednoduchou
metodou SCI se deska dělí na čtyři oblasti, ve kterých se tvoří plastické lomové čáry. Předpokládá se,
že oblasti mimo lomové linie jsou v pružném stavu. Při vytvoření lomových linií se v desce vytvoří
nový nosný mechanizmus a začne zatížení přenášet pomocí membránového působení.
Teplota v desce se pro jednoduchý model předpovídá diferenciální metodou, viz [2] a [3]. Teplota
zásadně ovlivňuje únosnost ocelobetonového stropu. Na jedné straně zvýšená teplota přináší degradaci
materiálových vlastností, ale na druhé zvyšuje únosnost stropu zvýšením průhybu teplotním spádem
po její výšce. Zvýšená únosnost je získána díky tomu, že nový nosný mechanizmus má tím větší
únosnost čím větší je průhyb. Z rozdílu teplot dolního a horního povrchu desky lze získat průhyb
v jejím středu z výrazu:
α (θ2 − θ1 ) ⋅ l 2
w=
(1)
8 h ⋅ 2,4
kde α je součinitel tepelné roztažnosti, θ2 teplota dolního povrhu desky, θ1 teplota horního povrchu
desky, l menší rozpětí desky, h tloušťka desky a 2,4 je součinitel vlivu rozdělení teploty po desce. Při
zkoušce na vodorovné peci je teplota desky rovnoměrná a lze uvažovat s nižší hodnotou součinitele.
Experimentálně stanovená tažnost betonu s rozptýlenou výztuží byla poměrně malá 1,7 %. Po
vytvoření trhliny napříč deskou v jejím středu se únosnost výrazně nezměnila. V doporučení SCI, viz
[4], se pro praktický návrh desky zavádí omezení jejího průhybu na dvacetinu rozpětí. V prvních
15 minutách zahřívání desky se do dosažení membránového působení výrazně zvýšil její průhyb až na
82 mm, viz obr. 6. Tento velký průhyb nastal kvůli snížení únosnosti požárně nechráněné stropnice.
- 33 -
Teplota požárně nechráněné stropnice v té době dosáhla 650°C a proto se její výpočtová únosnost se
snížila na 37 %. Po aktivaci membránového působení se únosnost stropní desky zvýšila.
Čas (min) / Time (min)
0
15
30
45
60
75
90
105
0
135
150
165
180
195
Zaznamenaný průhyb/
Recorded deflection
50
Průhyb (mm) / Deflection (mm)
120
Vypočtený průhyb od teploty/
Calculated deflection due to
temperature
Vypočtený celkový průhyb/
Calculated total deflection
100
150
Limitní průhyb (b/20+wt)/
Limit deflection (b/20+wt)
200
250
300
350
Obr. 6: Porovnání vypočtených a změřených deformací ve středu desky při zkoušce na
vodorovné peci ELE-BE-1
Fig. 6: Comparison of the calculated and measured deflection in the centre of the slab by test on
horizontally furnace ELE-BE-1
ZÁVĚR
Zkoušky potvrdily dostatečnou tažnost ocelobetonové desky s rozptýlenou výztuží, která umožní
membránové působení. Výpočtem předpokládaná odolnost R120 byla potvrzena kolapsem, který
nastal až v 195. min. Celistvost desky byla zachována po dobu 75 min a kritérium izolace bylo
překročeno v 60. min. Experimentální program pro tento rok je zaměřen a chování desky vyztužené
drátky 18 kg/m3 a na pokročilé modelování.
OZNÁMENÍ
Příspěvek popisuje výstupy práce na projektu Grantové agentury České republiky č. P105/10/2159.
LITERATURA
[1] Bailey C.G. and Moore D.B.: The structural behaviour of steel frames with composite floor slabs
subjected to fire: Part 1: Theory, The Structural Engineer, 2000
[2] Bailey C.G. and Moore D.B.: The structural behaviour of steel frames with composite floor slabs
subjected to fire: Part 2: Design, The Structural Engineer, 2000
[3] Bednář J., Wald F., Zhao B., Vassart O.: Požární odolnost částečně chráněného ocelobetonového
stropu, Nakladatelství ČVUT v Praze, 2011, s. 120., ISBN 978-80-01-04747-7, URL:
fire.fsv.cvut.cz/fracof/index.htm
[4] Fire Safe Design: A new approach to multi-storey steel framed buildings, P288, The Steel
Construction Institute, 2006
- 34 -
MECHANICKÉ VLASTNOSTI SVARŮ VYSOKOPEVNOSTNÍCH OCELÍ
MECHANICAL PROPERTIES OF HIGH STRENGTH STEEL WELDS
Tomáš Brtník
Abstract
Strength and ductility of HSS welds are depended on the mechanical properties of base material, but
also on the welding method, amount of the heat input, electrode type and diameter, number of passes
(single or multilayer welds), geometry of weld, and last but not least on the mechanical properties of
used welding consumable. Mechanical properties of the weld and heat affected zone are related to the
microstructure, i.e. type, size distribution, morphology and volume fraction of various micro-structural
constituents, whereas microstructure is strongly dependent on the chemical composition and
processing conditions, especially on the cooling rate t8/5 . This work deals with influence of different
properties, especially mechanical properties of electrodes, heat input and cooling rate t8/5 on the
mechanical properties of weld and heat affected zone.
Key words: undermatched electrodes, high strength steel, fillet welds, butt welds, strength, ductility
ÚVOD
Výslednou kvalitu a mechanické vlastnosti svarů vysokopevnostních ocelí ovlivňuje řada veličin.
Kromě samotných mechanických vlastností použitých materiálů se mezi rozhodující parametry řadí
především množství vneseného tepla, které má zásadní vliv na velikost a vlastnosti tepelně ovlivněné
oblasti (HAZ) a dále také geometrické rozměry a tvar svařovaných dílců, které určují při daném
množství vneseného tepla rychlost ochlazování t8/5 [1],[2].
FAKTORY OVLIVŇUJÍCÍ MECHANICKÉ VLASTNOSTI SVARŮ HSS
Použití vysokopevnostní oceli vyžaduje náročnější požadavky na technologii dílenské výroby.
Zejména postup svařování s sebou přináší řadu úskalí. Především je nutné, vzhledem k vyšší
náchylnosti na tvorbu studených trhlin indukovaných difúzním vodíkem, brát v potaz více faktorů
ovlivňujících výslednou kvalitu svarů. Na základě parametrů jako jsou ekvivalent uhlíku (CET),
kombinovaná tloušťka svařovaného prvku a tepelný příkon lze stanovit vhodný svařovací postup. Pro
výpočet uhlíkového ekvivalentu ocelí skupin 1 až 4 podle ČSN ISO 15608 a pro obsahy legujících
prvků v níže uvedených mezích (v hmotnostních %):
C.. 0,05 až 0,25; Si…max. 0,80; Mn…0,50 až 1,90; Cr… max. 1,50; Cu… max. 0,70; Ni… max. 2,50;
Mo… max. 0,75; V…max. 0,18; Ti …max. 0.12; B… max. 0.005, Nb … max. 0.06
doporučuje ČSN EN 1011-2 použít následující vztah:
CET=C + (Mn + Mo)/10 + (Cr + Cu)/20 + Ni/40
(1)
Zvláštní pozornost je třeba věnovat opatřením eliminujícím vodík ve svarovém kovu, jehož vyšší
obsah vede k tzv. vodíkem indukovaným trhlinám za studena. Tato náchylnost se zvyšuje s rostoucí
mezí kluzu a kromě chemického složení oceli a obsahu difúzního vodíku ve svaru je závislá také na
rozměrech svařovaných dílů, na tuhosti svařenců a množství tepla vneseného do svaru na jednotku
jeho délky. Základním technologickým opatřením snižujícím riziko vzniku trhlin za studena ve
svarech je předehřev spojovaných částí, který snižuje rychlost ochlazování svaru, tím zabraňuje
zakalení tepelně ovlivněné oblasti (HAZ) svarového spoje i svarového kovu a současně umožňuje
vznik struktur příznivějších pro difúzi vodíku. Předehřev také prodlužuje dobu po kterou může vodík
ze svaru difundovat. Kromě pozitivního ovlivnění difúze vodíku předehřev také snižuje teplotní
- 35 -
gradienty v průběhu svařování, což má kladný vliv na zbytková napětí ve svarech. Teplota předehřevu
může být stanovena na základě diagramu anizotermického rozpadu austenitu, tzv. ARA-diagramu,
nebo výpočtem podle empirických rovnic získaných statistickým vyhodnocením zkoušek praskavosti
svarů [2]. Kromě teploty předehřevu jsou pro kvalitní provedení svaru důležité také další dvě teploty, a
to teplota mezihousenková (interpass) Ti a teplota ohřevu Tm. Teplota interpass se vztahuje k teplotě
vícevrstvého svaru a přiléhajícího základního materiálu bezprostředně před položením následující
svarové housenky. Teplota interpass musí být měřena přímo na svaru nebo v bezprostřední blízkosti
svaru. Teplota ohřevu Tm udává minimální požadovanou teplotu v oblasti svaru, která musí být
udržována i v případě přerušení svařování. Minimální teplotu předehřevu je možno stanovit podle
mezinárodně používaného vztahu:
Tp = 697.CET + 160.tanh(d/35) + 62.HD.0,35 + (53.CET – 32).Q-328
(2)
kde: CET = 0,2- 0,5% - uhlíkový ekvivalent podle rovnice (1)
d = 10-90 mm - náhradní tloušťka
HD = obsah difuzního vodíku v ml/100g
Q = 0,5 – 4,0 kJ/mm – vnesené teplo
přičemž
Q = h. (U. I)/v.10-3 [kJ/mm]
(3)
kde: h = 0,6-1,0 podle metody svařování
U napětí při svařování [V],
I intenzita svařovacího proudu [A],
v rychlost svařování [mm/s].
Kromě požadavku na zamezení vzniku trhlin je třeba při návrhu technologie zohlednit také interakci
mezi sklonem k tvoření trhlin za studena a mechanickými vlastnostmi svarových spojů. K tomu vedle
výše uvedených ovlivňujících faktorů patří i geometrie svaru a svařovací postup. Tyto procesní faktory
jsou reprezentovány jednou charakteristickou veličinou, tzv. dobou ochlazování t8/5. Teplota t8/5 je
doba, za kterou klesne teplota svarové housenky a HAZ z 800°C na 500°C. T8/5 lze vypočítat v
závislosti na Q, Tp a koeficientech F2/F3 pro 2 resp. 3 rozměrný odvod tepla. V případě trojrozměrného
odvodu tepla nehraje tloušťka plechů žádnou roli. Přechodová tloušťka přitom závisí na teplotě a
vneseném teplu. Vliv t8/5 na svařovací postup se stanoví podle vztahu (4) pro trojrozměrný odvod tepla
a podle vztahu (5) pro dvojrozměrný odvod tepla [2],[3],[4].
t8/5=(6700-5.Tp).Q.[(1/500-Tp)-1/800-Tp)].F3
(4)
t8/5=(4300-4,3.Tp).Q2/d2.[(1/500-Tp)2-(1/800-Tp)2].F2
(5)
Obr. 1: Vliv teploty t8/5 svarového kovu na vlastnosti HAZ pro S1100QL
Fig.1: Influence of cooling rate t8/5 on mechanical properties of HAZ for S1100QL
- 36 -
Jak je vidět z obr. 1 s prodlužující se dobou chladnutí t8/5 klesají kromě tažnosti všechny ostatní
sledované mechanické vlastnosti. Z obr. 1 je dále patrné, že ačkoliv se hodnoty času t8/5 pohybují v
doporučeném intervalu a i při relativně malé změně času a teplot jsou hodnoty mechanických
vlastností značně rozdílné. Proto je nutné při návrhu svaru vysokopevnostního plechu brát na vědomí i
toto hledisko a podle toho zvolit teplotní parametry svařování.
Obr. 2: Pracovní oblast svaru pro běžnou a vysokopevnostní ocel
Fig.2: Welding parameter box for common steel and HSS
Pro známé hodnoty průběhu teplot předehřevu, mezihousenkové teploty a t8/5 lze vytvořit pracovní
oblast teplot vyhovujících vstupním podmínkám. Na obr. 2 jsou vyšrafovány pracovní oblasti pro oceli
S355 a S1100QL. Z obrázku je zřetelné, jak úzké je pracovní pásmo pro svařování vysokopevnostní
oceli [5],[6],[7].
EXPERIMENTY
Disertační práce se zabývá mechanickými vlastnostmi tupých i koutových svarů provedených pomocí
elektrod s nižší a významně nižší pevností na vzorcích z vysokopevnostní oceli S 960 (Domex 960).
Tahovými zkouškami byly zjištěny mechanické vlastnosti základního materiálu v rovnoběžném směru
k válcování. Průměrné hodnoty jsou následující: mez kluzu fy = 990 MPa, mez pevnosti fu = 1166
MPa, tažnost A5 11%. Na obr.3 jsou znázorněny typy zkoušených vzorků pro tupé svary.
Obr. 3: Popis typů vzorků
Fig.3: Description of specimen types
- 37 -
Vzorky typu 1 jsou pro základní materiál, typu 2 pro svarový kov, typ 3 pro určení meze pevnosti
tepelně ovlivněné oblasti a typ 4 pro zkoušky vrubové houževnatosti všech oblastí. Ocel Domex má
vlivem termomechanického válcování mírně odlišné mechanické vlastnosti ve směru rovnoběžném
s válcováním a kolmo k němu, což je zohledněno v konfiguraci zkoušek. Do výzkumu jsou zahrnuty i
elektrody podkračující normou [8] doporučené hodnoty. Jsou použity elektrody o třech různých
pevnostech. Jedná se o elektrody Megafil MF1100M, 742M a MF 940M s mezí kluzu 1100, 690 resp.
560 MPa. Vzorky jsou svařovány automaticky pomocí metody MAG. Režimy chladnutí byly
vypočteny pomocí programu WeldCalc dodávaného výrobcem oceli Domex. Pro každou z elektrod
jsou zkoušeny tři režimy chladnutí (na spodní vypočtené hranici, uprostřed doporučené oblasti a na
horní vypočtené hranici). Vzorky, na kterých je zjišťována pevnost, jsou zkoušeny vždy po třech
kusech pro každou konfiguraci elektrody a režimu chladnutí. Vzorky, na kterých je zjišťována vrubová
houževnatost jsou zkoušeny vždy po čtyřech kusech. Po tupých svarech budou následně provedeny
zkoušky na jednoduchých centricky zatížených vzorcích spojených pomocí koutových svarů. Plechy
budou svařeny vždy tak, aby byl sledovaný svar namáhán podélně, nebo kolmo k vlastní ose. Výsledky
jednotlivých testů budou využity pro kalibraci numerických modelů tupých i koutových svarů. Cílem
práce je vyhodnotit vliv různých poměrů pevností elektrody a základního materiálu a současně
různých teplotních režimů na celkové mechanické vlastnosti tupých i koutových svarů oceli Domex
960 a získané výsledky využít k návrhu lehké vysoce únosné podpůrné konstrukce.
OZNÁMENÍ
Tento výzkum je podpořen výzkumným grantem GAČR 103-08-H066. Autor tuto podporu velice
oceňuje.
LITERATURA
[1] IABSE: Use and Applications of High Performance Steels for Steel Structures, Structural
Engineering document No. 8, str. 99-110 IABSE
[2] Herman P.: Interní materiály firmy Wirpo s.r.o.
[3] How to choose electrodes for joining HSS http://files.aws.org/wj/2007/wj0707-26.pdf
[4] Collin P., Johansson B.: Design of Welds in High Strength Steel – http://www20.vv.se/fudresultat/Publikationer_000701_000800
[5] Svante Törnblom, Undermatched Butt Welds in High Strength Steel, Diplomová práce, LTU
Švédsko, 2007
[6] Gresnigt A. M., Steenhuis C. M.: High Strength Steels – Construction Research Communications
Limited 1997, str. 31-41
[7] Heuser H., Jochum C., Stracke E.: Weld metal as strong as base metal?, Mat.-wiss. u.
Werkstofftech, 2007, 38, No.7
[8] ČSN EN 1993-1-12 Eurokód 3 - Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-12: Doplňující
pravidla pro oceli vysoké pevnosti do třídy S 700, ÚNMZ, 2007
- 38 -
SPŘAŽENÉ OCELOBETONOVÉ PŘÍHRADOVÉ NOSNÍKY
COMPOSITE STEEL AND CONCRETE TRUSS GIRDERS
Martin Charvát
Abstract
Economy and safe design of composite steel and concrete structures depends on a proper knowledge
of their behaviour. Although these structures have been designed for many years, their behaviour is
not understood sufficiently yet. Design of composite steel and concrete structures depends on a
number of aspects needed to be assessed. A dominant phenomenon is a distribution of shear flow at
the interface between concrete slab and upper flange of the truss girder and its transfer by shear
connectors along the span. In the case of elastic design of composite steel and concrete truss girders,
there is a highly non-linear distribution of shear flow with significant peaks above truss nodes. The
paper deals with the investigation of the longitudinal shear flow under various structural
arrangements and loading. Finally appropriate approaches for design of the shear connection both in
civil and bridge structures are suggested.
Key words: steel and concrete, composite truss, shear flow, elastic redistribution, non-linear
behaviour
ÚVOD
U spřažených ocelobetonových příhradových nosníků je jedním z hlavních úkolů zjistit rozdělení
podélného smykového toku mezi ocelovou pásnicí a betonovou deskou podél rozpětí nosníku.
Vzhledem k výskytu uzlových sil ve styčnících příhradového vazníku je distribuce zcela nelineární a
nad styčníky vznikají výrazné špičky smykového toku [1]. Výzkum v této oblasti [2] ukazuje, že při
návrhu podle teorie pružnosti, který je třeba provést pro průřezy 3. a 4. třídy, při použití spřahovacích
prvků s nedostatečnou tažností a při návrhu na únavu, je smykový tok velmi nerovnoměrný a nad
styčníky horního pásu vznikají lokální extrémy a tedy větší namáhání spřahovacích prvků. Při návrhu
podle teorie plasticity však lze uvažovat víceméně stejný postup jako u plnostěnného nosníku. Tento
předpoklad ovšem závisí na pružném nebo plastickém chování spřažení, nikoliv samotného průřezu.
Eurokód 4 popisuje průběh smykového toku zjednodušeně a konzervativně. Prováděná studie
ocelobetonových spřažených příhradových konstrukcí umožní jejich vhodné a účelné navrhování
v praxi.
NELINEÁRNÍ NUMERICKÁ ANALÝZA
K nelineární numerické analýze realizovaného spřaženého příhradového mostu bez styčníkových
plechů (obr. 1) byl použit program ANSYS. Zvláštností této konstrukce je, že veškeré pruty ocelové
příhradoviny jsou z plochých profilů. Spřažení bylo v této analýze modelováno nelineárními pružinami
COMBIN39, umístěnými v 3D řešení v místě přípoje trnů k ocelové pásnici.
Obr. 1: Analyzovaný spřažený příhradový most
Fig. 1: Analysed composite truss bridge
- 39 -
Rozpětí mostu je 21 m, horní pásnice 250x20, diagonály 250x40 a spodní pásnice 300x40 [mm].
Spřažení bylo realizováno trny průměru 19 mm ve 3 paralelních řadách a podélně ve vzdálenosti
200 mm. Analýza byla provedena pro dvě alternativy smykového spojení. Únosnost jednoho trnu
podle Eurokódu 4 pro daný beton činí 77,1 kN. V prvním případě (T1) je charakteristická únosnost ve
smyku 3x77100/200 = 1156 N/mm. V druhém případě (T2) je snížena smyková únosnost na 70 % tj.
809 N/mm jak je vidět na obr. 2. Smykový tok odpovídající ohybovému momentu únosnosti je
575 N/mm a tudíž se jedná v obou případech o úplné spřažení.
90000
4,00; 77100
80000
Smyková síla /
Shear force [N]
Smyková síla /
Shear force [N]
90000
70000
60000
50000
40000
0,10; 39450
30000
20000
80000
70000
4,00; 53970
60000
50000
40000
30000
0,10; 27615
20000
10000
10000
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0
11
0
1
2
Prokluz δ / Slip δ [mm]
3
4
5
6
7
8
9
10
11
Prokluz δ / Slip δ [mm]
Obr. 2: Pracovní diagram spřažení: T1 (vlevo) a T2 (vpravo)
Fig. 2: Load slip diagrams of connection: T1 (left) and T2 (right)
85000
q= 15 kN/m
75000
q= 30 kN/m
q= 45 kN/m
65000
q= 60 kN/m
55000
q= 75 kN/m
45000
q= 90 kN/m
35000
q= 105 kN/m
25000
q= 122 kN/m
15000
5000
-5000
0
1500
3000
4500
6000
7500
9000
10500
Smyková síla na trn / Shear
force per connector [N]
Smyková síla na trn / Shear
force per connector [N]
Hlavní výsledky studie pro polovinu rozpětí jsou dále uvedeny. Obr. 3 ukazuje smykové síly přenášené
jedním trnem na polovině rozpětí příhradového nosníku. Na vodorovné ose je vzdálenost od podpory a
na svislé ose příslušné smykové síly. Křivky ukazují hodnoty při zatěžovacích krocích, které se
postupně zvyšovaly až na hodnotu odpovídající kolapsu konstrukce. Vzhledem k větší tuhosti spřažení
v prvním případě jsou vidět větší rozdíly smykového namáhání v okolí styčníků příhradového vazníku
ve srovnání s druhou variantou, u níž dochází k částečné plastické redistribuci sil ve spřažení. Druhá
varianta s plastizací spřažení snižuje celkovou únosnost konstrukce o 6 %.
Vzdálenost od podpory / Distance from support [mm]
85000
q= 15 kN/m
75000
q= 30 kN/m
q= 45 kN/m
65000
q= 60 kN/m
55000
q= 75 kN/m
45000
q= 90 kN/m
35000
q= 105 kN/m
25000
q= 115 kN/m
15000
5000
-5000
0
1500
3000
4500
6000
7500
9000
10500
Obr. 3: Smykové síly ve spřahovacích prvcích: T1 (vlevo) a T2 (vpravo)
Fig. 3: Shear forces in connectors: T1 (left) and T2 (right)
Srovnání smykového toku podél rozpětí mezi 3D numerickým řešením MKP a zjednodušeným
postupem uvedeným v Eurokódu 4 pro zatížení 75 kN/m je uveden na obr. 4. Tato hodnota zatížení
odpovídá zhruba návrhovému zatížení této mostní konstrukce. Pro výpočet podle Eurokódu byly
použity hodnoty: efektivní šířka (beff = 2 m) a dvakrát polovina ocelové příruby ed = 2ev = 20 mm. Ze
srovnání vyplývá, že Eurokód je konzervativní především u méně tuhého spojení.
- 40 -
Smykový tok /
Shear flow [N/mm]
Smykový tok /
Shear flow [N/mm]
Obr. 4: Srovnání s Eurokódem 4, zatížení 75 kN/m: T1 (vlevo) a T2 (vpravo)
Fig. 4: Comparison with Eurocode 4 approach, loading 75 kN/m: T1 (left) and T2 (right)
Smyková síla / Shear force [N]
Vliv tuhosti horní ocelové pásnice na průběh smykového toku byl vyšetřován v další parametrické
studii. Závislost smykové síly na tloušťce horní pásnice je vidět na obr. 5. Větší deformace tenčí
ocelové pásnice příhradového nosníku snižuje přenos smykové síly a tím vznikají větší vrcholy
smykového toku nad styčníky.
t= 10 mm
245000
t= 15 mm
t= 20 mm
195000
t= 40 mm
t= 60 mm
145000
t= 80 mm
95000
45000
-5000
0
1500
3000
4500
6000
7500
9000
10500
Obr. 5: Smykové síly ve spřahovacích prvcích T1, zatížení 75 kN/m
Fig. 5: Shear forces in shear connection T1, loading 75 kN/m
LINEÁRNĚ PRUŽNÁ ANALÝZA
Smyková síla / Shear force [N]
Vypracování široké parametrické studie pro řešení spřažených ocelobetonových příhradových vazníků
je časově velmi náročnou úlohou. Proto bylo provedeno srovnání některých výsledků z pružnoplastické 3D analýzy v programu ANSYS se zjednodušeným 2D prutovým modelem (obr. 6). Tento
model má umožnit zjednodušené řešení podélného smykového toku (nikoliv tedy chování nosníku jako
celku). Konstrukce byla modelována pruty příslušných průřezů, plná betonová deska prutem bez
zřetele na tahovou oblast. Trny byly modelovány jako náhradní pruty různých délek a tlouštěk tak, aby
odpovídaly průběhu pracovního diagramu trnu 19/200 mm [3], obr. 7. V dalších obrázcích jsou
prezentovány některé výsledky této zjednodušené pružné analýzy.
Prokluz / Slip [mm]
Obr. 6: Zjednodušený 2D model
Fig. 6: Simplified 2D model
Obr. 7: Pracovní diagram náhradních trnů
Fig. 7: Load slip diagrams of substitute connectors
- 41 -
Smyková síla /
Shear force [N]
Smyková síla /
Shear force [N]
Obr. 8: Smykové síly ve spřahovacích prvcích: 60 kN/m (vlevo), 122 kN/m (vpravo)
Fig. 8: Shear forces in shear connectors: 60 kN/m (left), 122 kN/m (right)
Smyková síla /
Shear force [N]
Smyková síla /
Shear force [N]
Smyková síla /
Shear force [N]
Porovnání průběhu smykové síly v jednom trnu závislé na zatížení s řešením 3D ANSYS je zobrazeno
na obr. 8. Je zřejmé, že náhradní řešení v pružné oblasti je zcela vyhovující, neboť se téměř shoduje
s řešením 3D (ANSYS). V plastické oblasti dává pružné řešení zřetelně vyšší špičky smykové síly. Na
obr. 9 je uveden vliv různé tloušťky horní ocelové pásnice na průběh smykových sil v trnech.
Vzdálenost od podpory /
Distance from support [mm]
Obr. 9: Smykové síly ve spřahovacích prvcích, zatížení 75 kN/m: 15 mm (vlevo),
40 mm (uprostřed), 80 mm (vpravo)
Fig. 9: Shear forces in shear connectors, loading 75 kN/m: 15 mm (left), 40 mm (central),
80 mm (right)
ZÁVĚR
Z nelineární analýzy ve 3D (ANSYS) vyplývá, že řešení podle Eurokódu 4 lze použít k odhadování
smykového toku nad styčníky příhradových nosníků s rozumnou přiléhavostí na začátku pružného
chování. Po zahájení plastického přerozdělování dává Eurokód velmi konzervativní hodnoty. Dalšími
významnými aspekty ovlivňujícími průběh smykového toku jsou efektivní šířka betonové desky a
tuhost ocelového pasu, které nejsou v postupu podle Eurokódu zahrnuty. Navržený zjednodušený 2D
model lze použít pro rychlé a přiléhavé řešení průběhu smykového toku. Pro provedení potřebných
parametrických studií je model průkazný a zřejmě postačující pro případnou úpravu vzorců
v Eurokódu.
OZNÁMENÍ
SGS11/025/OHK1/1T/11.
se
prezentují
v tomto
příspěvku,
byl
podpořen
grantem
LITERATURA
[1] Johnson R.P. and Ivanov R.I.: Local effects of concentrated longitudinal shear in composite bridge
beams, The Structural Engineer, vol. 79(5), 2001, p. 19-23
[2] Machacek J. and Cudejko M.: Shear connection in steel and concrete composite trusses, Stability
and Ductility of steel structures, 2010, p. 847-854
[3] Oehlers D.J. and Coughlan C.G.: The shear stiffness of stud shear connection in composite beams,
J. Construct. Steel Research, No. 6, 1986, pp. 273-284
- 42 -
NEDESTRUKTIVNÍ ZKOUŠENÍ DŘEVĚNÝCH PRVKŮ IN-SITU
IN SITU NON-DESTRUCTIVE EXAMINATION OF TIMBER ELEMENTS
Jan Pošta
Abstract
Timber structures represent an essential part of a large amount of historically significant buildings.
Their condition affects life span of a whole building. Lot of methods and their combinations are used
for engineering survey. Nondestructive and semi-destructive testing methods are preferred with
respect to the historical value of timber elements. X-ray and microwaves methods belong to modern
timber condition evaluation methods. The most commonly used methods in practice are resistance
driving pin, resistance drilling, radial cores, ultrasound and their combinations. The subject of the
author’s research is to substitute semi-destructive penetration methods by radiometric measure of
mass density.
Key words: non-destructive, density, timber structures, radiometry, ultrasound
ÚVOD
Dřevěné konstrukce jsou nedílnou součástí velké části historicky významných staveb. Jejich stav
ovlivňuje životnost celého objektu. Při stavebně technickém průzkumu těchto konstrukcí se používá
řada metod a jejich kombinací. Vzhledem k historické hodnotě staveb se upřednostňují semidestruktivní či nedestruktivní metody zkoumání dřevěných prvků. Mezi modernější metody patří
rentgen či mikrovlnné vlnění. Pro zjištění fyzikálních a mechanických vlastností se v praxi nejvíce
používají metody jako odporové zarážení trnu, odporové vrtání, radiální vývrty, ultrazvukové metody
a jejich vzájemné kombinace.
Předmětem autorova výzkumu je ověřit účinnost kombinace metody radiometrie a dalších metod při
zjišťování mechanických vlastností dřevěného prvku. Pomocí radiometrie se v současné době zjišťuje
např. objemová hmotnost betonových směsí či asfaltových vrstev vozovky. Cílem práce je aplikovat
tuto metodu na dřevěné prvky a nahradit tak stávající semi-destruktivní metody. Jedná se o metodu
měření rozptylu záření gama vyvolaného povrchovou soupravou. Na základě takto zjištěné hustoty
v kombinaci např. s měřením rychlosti průchodu ultrazvukové vlny lze vypočítat dynamický modul
pružnosti, který podle [1] bývá vždy o 5-10 % vyšší než statický modul pružnosti. Z těchto hodnot lze
obvykle s dostatečnou spolehlivostí dřevěný prvek zatřídit do pevnostní třídy.
RADIOMETRIE
V šedesátých let začaly první pokusy se zkoumáním hustoty dřevěných prvků rentgenovou radiografií
(Folge 1966). Hlavní nevýhodou tohoto postupu je převod optické hustoty na snímku na reálnou
hustotu dřeva. Vedle radiografie přichází na řadu i přímé radiometrické měření hustoty, kde odpadá
mezikrok s vyvoláním fotografického filmu (Loos 1961, Woods and Lawhon 1974, Cown a Ciement
1983, Laufenberg 1986 a další). Důvodem pro vývoj těchto metod je jejich nedestruktivnost oproti
gravimetrické metodě [2].
Radiometrie objemové hmotnosti je založena na principu průchodu a zeslabení záření gama a na
principu rozptylu záření gama v měřeném materiálu. Pro zeslabení záření po průchodu materiálem
platí Lambertova exponenciální rovnice:
N = N 0 ⋅ e − μm ⋅ρ ⋅t
kde: N – četnost impulsů po průchodu materiálem,
- 43 -
N0 – četnost impulsů nezeslabeného svazku záření,
μm – hmotnostní součinitel zeslabení,
t – tloušťka materiálu,
ρ – hustota.
Aby bylo možné určit hustotu na základě zeslabení gama záření je nutné znát hmotnostní součinitel
zeslabení, který je závislý na intenzitě zdroje záření a na složení měřeného vzorku. Dřevo obsahuje
z 99% uhlík, sodík, vodík a kyslík. Mezi druhy dřeva se jejich vzájemný poměr příliš neliší, tudíž
rozdíl v hmotnostním součiniteli mezi různými druhy je zanedbatelný [3]. Otázkou je, jaký vliv má
zvýšená vlhkost vzorku. Pokud se vhodně zvolí zdroj záření, je hodnota součinitele zeslabení dřeva a
vody velmi podobná, nebo se liší jen např. do deseti procent. Pokud se tedy vlhkost zkoumaného
vzorku nevymyká obvyklým hodnotám vlhkosti, může se vliv vlhkosti zanedbat [4].
EXPERIMENTY
Během posledního roku provedl autor několik sérií měření hustoty dřevěných prvků pomocí
radiometrie v Ústavu stavebního zkušebnictví na VUT v Brně. Pro měření byla vybrána metoda
rozptylu záření gama. Měřeno bylo povrchovou soustavou (obr. 1), jako zdroj záření bylo vybráno
Cesium 137. Byla sledována četnost impulsů za 1 minutu. Následně byla zkoumána závislost četnosti
impulsů na hustotě.
Obr. 1: Měření hustoty dřevěných prvků povrchovou radiometrickou soupravou
Fig. 1: Measurement of wood density by radiometric surface set
Pro první měření byly připraveny dvě sady smrkového dřeva po deseti vzorcích. První sada byla
z trámu bez vad, druhá sada byla z trámu s podélnou trhlinou. Hustota byla měřena jednak
radiometricky, jednak tradiční metodou vážení vzorku. Hustota vzorků se nacházela mezi hodnotami
388-419 kg/m3. Vzorky měly rozměry 120x120x400 mm. Vlhkost se pohybovala od 10,5-13,3 %. Byla
zjištěna nepřímá úměra mezi četností impulsů, která se pohybovala od 4733 do 4832 impulsů, a
hustotou. Pro sadu vzorků bez vad vyšel koeficient korelace R = 0,816. Pro sadu vzorků s podélnou
trhlinou nebyla nalezena žádná závislost. Podélná trhlina by na měření neměla mít větší vliv. Téměř
nulová korelace byla způsobena malým rozptylem hustoty vzorků a nedostatečnou citlivostí přístroje.
Pro další měření byly připraveny vzorky s rozdílnými hustotami, kde by se nižší citlivost povrchové
soupravy neměla projevit. Vzorky byly připraveny z 10 druhů dřeva (akát, borovice, buk pařený, dub,
jasan, javor, jilm, lípa, modřín, smrk). Průřezy vzorků měly rozměry 45x120 mm. Vzorky borovice,
buku, smrku a jilmu měly odlišné rozměry průřezu, což by negativně ovlivnilo výsledky, proto se
s nimi dále nepracovalo. V první řadě byla zkoumána závislost četnosti impulsů na hustotě, dále byl
zkoumán vliv odstínění, šířky či výšky zkoumaného vzorku.
Závislost četnosti impulsů na hustotě byla měřena jak při odstínění prvků, tak na neodstíněných
prvcích. Abychom simulovali co nejlépe reálný trám, byly prvky kladeny na sebe tak, že konečná
- 44 -
sestava měla průřez o rozměrech přibližně 180x120 mm. Vzhledem k rozměrům získaných vzorků
bylo možné měřit šest druhů dřeva o rozptylu hustoty 539-771 kg/m3, viz tab.1. Hodnota hustoty byla
uvažována jako průměr ze všech čtyř na sobě položených prvků. Každá sestava byla měřena desetkrát,
pro výsledný graf byla použita průměrná hodnota četnosti impulsů z těchto měření. Závislost četnosti
impulsů na hustotě byla vynesena do grafu (obr. 2). Opět zde vidíme nepřímou úměru. Koeficient
determinace R2 = 0,982 a koeficient korelace R = 0,991 vyjadřují velmi vysokou závislost.
Tab.1: Výsledky měření
Table 1: Measuring results
No.
Druh
dřeva
1
2
3
4
5
6
akát
jasan
dub
javor
modřín
lípa
Výška
sestavy
vzorků
[m]
0,1755
0,1760
0,1785
0,1795
0,1795
0,1770
Hustota
zjištěná
vážením
[kg/m3]
771,1
709,1
692,9
606,3
584,4
538,7
Četnost
impulsů
4211
4272
4286
4355
4353
4419
800
y = -1,1751x + 5722,2
R2 = 0,9817
750
Hustota [kg/m3]
Density
700
650
600
550
500
450
400
4200
4250
4300
4350
4400
4450
Četnost impulsů [-]
Frequency of impulses
Obr. 2: Závislost četnosti impulsů na hustotě
Fig. 2: Dependence frequency of impulses on density
U dvou druhů dřeva (javor, dub) byla zkoumána závislost výšky zkoumaného prvku na četnosti
impulsů. Prvek byl sestaven z několika trámků výšky 45 mm. Výška byla postupně snižována tak, že
se vždy odebral spodní prvek a opakovalo se měření. Prvek ze sedmi dubových trámků dosahoval
výšky od 45 do 315 mm (obr. 3 vlevo) a prvek z osmi javorových trámků od 45 do 360 mm výšky. Na
javorových prvcích byl zkoumán vliv šířky na četnosti impulsů. Trámky byly kladeny na užší hranu
vedle sebe a postupně ze stran po jednom odebírány. Měřený prvek tak měl šířku 45-180 mm (obr. 3
vpravo).
Z měření plyne, že vliv rozměrů prvku je významný. Např. u javoru změna výšky prvku o 45 mm
způsobí rozdíl 26 impulsů. Podle výše uvedených výsledků by to odpovídalo rozdílu hustot 29 kg/m3.
Změna šířky prvku o 45 mm znamená rozdíl v četnosti 162 impulsů, což odpovídá změně hustoty 182
kg/m3. Na druhou stranu se zde objevuje vysoká závislost změny rozměrů na četnosti impulsů. U
změny výšky je hodnota koeficientu korelace R = 0,986 (javor) a R = 0,901 (dub). Pro změnu šířky R
= 0,992 (javor).
- 45 -
Obr. 3: Schéma měření vlivu změny výšky a šířky
Fig. 3: Scheme of measurement the impact of changes in height and width
PLÁNOVANÉ EXPERIMENTY
Po ověření schopnosti měřit hustotu dřevěných prvků pomocí radiometrie se autor zaměří na odvození
kalibračního vztahu, pomocí něhož bude možné určit hustotu zabudovaného dřevěného prvku na
základě četnosti impulsů. Budou stanoveny limity (rozměry prvků) pro zajištění dostatečné
spolehlivosti měření. Následovat bude porovnání této metody zjišťování hustoty s metodou
odporového zarážení trnu na stávajících vzorcích. Použit bude přístroj Pilodyn 6J. Abychom získali
modul pružnosti, který ověříme destruktivní zkouškou, budou vzorky podrobeny měření ultrazvukem a
následně modul pružnosti dopočítán.
ZÁVĚR
Cílem této práce je nahrazení semi-destruktivních metod zkoumání hustoty zabudovaných dřevěných
prvků metodou radiometrie. Tato metoda v kombinaci s dobře známou ultrazvukovou metodou
poskytuje možnost zjistit hodnotu modulu pružnosti nedestruktivně. Hodnotným výstupem bude
funkční vzorek - Radiometrická povrchová souprava, která bude schopna nedestruktivně a dostatečně
přesně určit hustotu dřevěného prvku in-situ.
V první fázi experimentů se autor zaměřil na měření hustoty dřevěných prvků pomocí radiometrie.
Výsledky těchto experimentů na vzorcích stejných rozměrů jsou velmi dobré, koeficient korelace R =
0,991. Pokud ovšem mají zkoumané vzorky stejné hustoty odlišné rozměry, změřené četnosti impulsů
se liší. Na druhou stranu je zde velmi patrná závislost rozměrů na dosažených výsledcích, změřené
hodnoty nejsou náhodné. V další fázi výzkumu bude potřeba přesněji definovat vliv rozměrů na
změřené hodnoty.
OZNÁMENÍ
Tento výzkum je podpořen výzkumnými granty GAČR 103-08-H066 a SGS11/027/OHK1/1T/11.
Autor tuto podporu vysoce oceňuje.
LITERATURA
[1] Divos F., Divos P., Divos G.: Acoustic Techniques: From Seedling to Wood Structures.
Proceedings of the 15th International Symposium on Nondestructive Testing of Wood, 2007,
Minnesota, ISBN-13: 978-1-892529-52-7, No. 7221, pp. 3-12
[2] Malan F.S., Marais P.G.: Some Notes on the Direct Gamma Ray Densitometry of Wood.
Holzforschung, Vol. 46 (2), 1992, ISSN 0018-3830
[3] Laufenberg T.L.: Using gamma radiation to measure density gradients in reconstituted wood
products. Forest Products Journal, Vol. 36, 1986, No. 2, pp. 59-62
[4] Cai, Z.: A new method of determining moisture gradient in wood. Forest Products Journal, Vol. 58,
2008, No. 7/8, pp. 41-45
- 46 -
VYZTUŽENÉ VÁLCOVÉ OCELOVÉ SKOŘEPINY ZA VYSOKÉ TEPLOTY
STIFFENED STEEL CYLINDRICAL SHELLS AT ELEVATED TEMPERATURE
Radek Pošta
Abstract
The phenomenon presented in this study is a research focused on the behaviour of reinforced steel
shell stressed by temperature changes. The research is, in more detail, concerned with the area close
to the ring stiffener, where there is a possibility of cracks initiation and their expansion due to the
cyclical stress. The aim of this study is a construction life diagnosis considering this detail; eventually
a proposal of a more effective construction detail.
Key words: shell, stiffener, stress, reinforced, temperature
ÚVOD
Tématem disertační práce je životnost ocelových potrubí namáhaných teplotním zatížením. Některé
průmyslové technologie (např. odprašovací systémy oceláren, parovody, teplárenská zařízení apod.)
využívají ocelová potrubí k vedení horkých plynů. Zatímco vnitřní teplota se pohybuje v řádech stovek
stupňů Celsia, venkovní teplota může klesnout i hluboko pod bod mrazu. Výsledkem je nerovnoměrné
teplotní namáhání skořepiny, které se projevuje zejména v oblasti prstencových výztuh. Vlivem
cyklického zatížení dochází k únavě materiálu [1] a vzniku trhlin [2] v plášti ocelového potrubí.
NUMERICKÁ ANALÝZA
Řešení úlohy vyztuženého potrubí ohřívaného proudícím médiem je pomocí analytického přístupu
prakticky nemožné, neboť pomocí analytických rovnic nelze vystihnout proces postupného oteplení
výztuhy, který má v úloze rozhodující vliv. Nelineární analýza části vyztuženého teplotně namáhaného
potrubí byla proto provedena s využitím programu ANSYS 12.0 [3], který je založen na metodě
konečných prvků (MKP) [4]. Řešení se skládá ze dvou částí. V první části byl proveden výpočet
teplotních změn konstrukce. Ty slouží jako vstupní hodnoty zatížení pro část druhou, ve které budou
vypočteny deformace a napětí. Bylo tedy nutné vytvořit dva výpočetní modely, které se liší typem
prováděné analýzy, okrajovými podmínkami a druhem použitých elementů. Společné budou mít pouze
geometrické vlastnosti a zvolenou výpočetní síť viz. obr.1. Výpočetní síť byla generována autorem
kvůli zachování počtu uzlů a jejich umístění v modelu pro další použití při mechanické analýze.
Velikosti prvků a jejich rozmístění bylo voleno tak, aby výpočetní síť byla pravoúhlá, pravidelná a
v oblasti připojení výztuhy byl počet prvků dostatečný a zároveň zbytečně neprodlužoval čas pro
výpočet.
V prvé části numerického modelovaní se autor zabývá teplotní analýzou zkoumaného vzorku. Pro
tento účel byly vybrány prvky s označením SOLID70, které jsou schopny 3D teplotní analýzy. Jelikož
úloha má pokračování ve statické analýze, jsou tyto prvky vhodné i pro jejich kompatibilitu s elementy
SOLID185 podporující modelování statických úloh. Materiál vzorku byl zvolen jako lineární izotropní
s následujícími vlastnostmi: teplotní roztažnost 12x10-6 K-1, tepelná vodivost 50W/mK. Kvůli
zjednodušení výpočtu byla teplotní analýza prováděna jako statická. Výsledkem je tedy konečný
ustálený teplotní stav ve všech uzlech vzorku pro zvolenou kombinaci teplotního zatížení (vnitřní,
vnější povrch), nikoli teplotní změny závislé na čase. Vnitřní povrch modelovaného potrubí ohřívá
proudící médium a na vnější povrch včetně výztuhy působí vnější teplota prostředí. Zatížení bylo
zadáno pomocí různých hodnot přestupu tepla na vnějším a vnitřním povrchu a rozdílné teploty
vnitřního a vnějšího prostředí.
- 47 -
V druhé části úlohy se autor zabývá mechanickými změnami modelu způsobenými teplotním
zatížením. Z tohoto důvodu byl zachován geometrický tvar modelu včetně výpočtové sítě tvořené
hranami jednotlivých osmiuzlových elementů, ostatní charakteristiky numerického modelu musely být
upraveny. Použité prvky v tomto modelu (SOLID185) jsou osmiuzlové elementy se třemi stupni
volnosti v každém uzlu (posuny ve směru osy x, y a z) umožňující výpočet s vlivem velkých
deformací, plasticity, tečení a přetvoření. Pro mechanickou analýzu bylo nutné model podepřít, tedy
zadat mu další okrajové podmínky. Autor volil okrajové podmínky tak, aby se modelovaný vzorek
choval jako část nekonečně dlouhého potrubí vyztuženého prstencovými výztuhami, které potrubí
rozdělují na stejně velké segmenty. Okrajové podmínky pro uložení jsou zadávány na začátek a konec
modelu v osovém směru. Na jednom konci je zabráněno posunutí ve směru podélné osy Z, na druhém
nikoli. To umožňuje posun v osovém směru. Z důvodu symetrie modelu a zatížení bude posun podélné
osy modelu v příčném směru nulový. Pro zajištění stability výpočtu bylo uvažováno příčně neposuvné
uložení na obou koncích modelu. Toto uložení vlastně simuluje další prstencové výztuhy. Vzdálenost
mezi uložením a prstencovou výztuhou je dostatečně velká, aby nebyly ovlivněny sledované výsledky
v oblasti výztuhy. Vzhledem k očekávaným plastickým deformacím byl pro numerickou analýzu
použit materiálově nelineární model se zpevněním. Program ANSYS nabízí dva typy materiálového
modelu se zpevněním: kinematický a izotropní. Model s izotropním zpevněním uvažuje rovnoměrně
rostoucí plochu plasticity v závislosti na zatěžování. Oproti tomu materiál s kinematickým zpevněním
počítá s tzv. Bauschingerovým efektem. To znamená, že plocha plasticity zůstává stejná, v průběhu
deformace se ovšem posouvá. Mez plasticity je potom jiná pro různé druhy namáhání. Vzhledem
k tomu, že se jedná o prvotní analýzu, byl pro výpočet zvolen model s izotropním zpevněním (MISO).
Pro výpočet napjatosti byla použita iterační Newton-Raphsonova metoda. Konvergenční kritérium
bylo uvažováno hodnotou εr = 0,1%.
Obr. 1: MKP model v programu ANSYS
Fig. 1: FEM model in ASYS software
PLÁNOVANÉ EXPERIMENTY
Konstrukce, na které budou prováděny prvotní experimenty, se nachází na odprašovacím zařízení
ocelárny u švýcarského města Lucern. Výhodou pro měření této konstrukce (obr. 2) je malá vzdálenost
mezi podporami, tudíž měření bude málo ovlivněno působením vlastní tíhy a globálních účinků větru.
Další výhodou je přítomnost sond měřících teplotu proudícího vzduchu, které jsou vidět na obr. 3.
Znalost této veličiny a teploty okolního prostředí umožní důkladně zanalyzovat teplotní změnu na
plášti a ve výztuze.
- 48 -
Obr. 2: Potrubí odprašovacího zařízení
Obr. 3: Teplotní senzory na potrubí
Fig. 2: Duct of dedusting system
Fig. 3: Temperature sensors on duct
Nevýhodou je naopak malá vzdálenost mezi klapkou a výztužným žebrem, kde se lokální deformace
projevují. Poloměr potrubí je 700 mm a tloušťka pláště 5 mm. Výztuha je tvořena páskem o výšce 85
mm a tloušťce 10 mm. Geometrie potrubí je patrná z následujícího obr. 4.
Obr. 4: Geometrie odprašovacího potrubí v Lucernu
Fig. 4: Geometry of dedusting duct in Lucerne
Hlavní měřenou veličinou bude průběh teploty po výztuze v závislosti na teplotě proudícího vzduchu a
tímto teplotním namáháním způsobené deformace potrubí v okolí výztuhy. Experimenty jsou
naplánovány na konec června roku 2011.
VÝSLEDKY NUMERICKÉHO MODELU
Výsledkem teplotní analýzy provedené programem ANSYS je ustálené teplotní pole. Tato analýza
byla provedena jako steady-state, tudíž ve výsledcích není zahrnut vliv času na oteplení vzorku.
Hodnoty teplotního pole na výztuze se mění v závislosti na vzdálenosti od vnitřního povrchu
skořepiny, viz obr. 5. Po vyřešení teplotní analýzy autor přechází na mechanickou analýzu. Zatížení
pro tuto část numerického modelovaní bylo generováno z teplotní analýzy a jeho popis je zmíněn výše.
Výsledná radiální deformace je vidět na obr. 6. Vliv staticky neurčitých prstencových výztuh je zde
jasně patrný. V místě kde je bráněno radiální deformaci dochází k takzvané ztrátě membránové
napjatosti. Sledovanými hodnotami u experimentu bude protažení jak v podélném, tak obvodovém
směru a jimi vyvolaná napětí. Hodnoty normálového a obvodového napětí lze vyčíst z následujících
obr. 7 a 8.
- 49 -
Obr. 5: Teplotní pole na výztuze [C°]
Obr. 6: Radiální deformace potrubí [mm]
Fig. 5: Temperature developt on stiffener [C°]
Fig. 6: Radial deflection of the duct [mm]
Obr. 7: Normálové napětí [Pa]
Fig. 7: Normal stress [Pa]
Fig. 8: Circumferential stress [Pa]
Obr. 8: Obvodové napětí [Pa]
ZÁVĚR
Naměřené teplotní pole na konstrukci pomůže stanovit hodnoty zadávaných součinitelů přestupu tepla,
vedení tepla, apod. pro teplotní analýzu. Z provedených výpočtů vyplývá, že u této konstrukce
nedochází k plastifikaci pláště. Při vyhodnocení naměřených napětí nebude brán zřetel na předešlou
historii zatěžování a z naměřených hodnot bude stanoven průběh pracovního diagramu v pružné
oblasti. Takto upravený model bude autorovi sloužit k dalšímu studiu konstrukčního detailu z hlediska
únavy materiálu. Cílem práce je stanovit postup bezpečného navrhování s ohledem na únavovou
životnost konstrukce, která je v těchto provozech 10 let.
OZNÁMENÍ
Tento výzkum byl podpořen
SGS11/028/OHK1/1T/11.
výzkumným
grantem
GAČR
103-08-H066
a
grantem
LITERATURA
[1] Polák J.: Cyclic Plasticity and Low Cycle fatigue Life of Metals, Academia, Praha, 1991
[2] McEvily Artur J.: Metal failures, Wiley, New York, 2002
[3] ANSYS Modeling and Meshing Guide, Release 11.0. online manual, Ansys, Inc.,2003
[4] Crisfield M. A.: Non- linear Finite Element Analysis of Solids and Structures, John Wiley & Sons,
London, 1991
- 50 -
NUMERICKÝ MODEL PLECHOBETONOVÉ MOSTOVKY
COMPOSITE BRIDGE DECK NUMERICAL MODEL
Jan Psota
Abstract
This paper deals with a composite steel and concrete slab used as a bridge deck. In this type of the
bridge deck there are combined the advantages of the concrete deck and the orthotropic steel plate.
Well known and widely spread are headed studs as a shear connector. The main aim is to verify the
behaviour an alternate shear connector, special concrete reinforcement. This reinforcement is suitable
curved and welded on the top of the steel plate. The preliminary calculation and check was done, now
the numerical and experimental model is in progress.
Key words: composite plate, bridge deck, headed stud, shear connector, concrete reinforcement
ÚVOD
Cílem příspěvku je informace o postupu prací v disertaci, která se věnuje návrhu a odzkoušení
alternativního typu spřažení plechobetonové mostovky. Zkoumaný „nový“ typ spřažení ocel-beton má
být alternativou současně široce používaných prostředků, jako je spřahovací trn nebo perforovaná lišta.
Jedná se o vhodně tvarovanou speciální betonářskou výztuž, která je přivařena k hornímu povrchu
plechu mostovky.
Uvažovaná plechobetonová mostovka spojuje výhody betonové desky a ortotropní ocelové mostovky.
Plech ortotropní mostovky tloušťky cca 10 mm je vyztužen podélnými výztuhami po 2 m a příčnými
výztuhami po 5 m. Na horní povrch plechu se přivaří již zmíněná betonářská výztuž. Uvažuje se
dílenské poloautomatické přivaření výztuže, na montáži ruční. Tato výztuž je následně zalita
betonovou směsí o tloušťce 80 mm. Po zatvrdnutí betonu výztuž zabrání vzájemnému posunu betonu
po oceli. Zajistí tudíž přenášení smykové síly (podélné, příčné) vznikající na rozhraní obou materiálů a
také brání oddělování betonu. Mostovka se pak bude chovat jako spřažená ocelobetonová konstrukce.
Betonová deska zajišťuje potřebnou ohybovou (podélnou i příčnou) tuhost celé mostovky. Konstrukci
také přitěžuje svojí vlastní váhou, což může být výhodné pro dynamickou odezvu konstrukce na vnější
zatížení. Protože je ocelová deska štíhlá, mohlo by docházet v tlačených oblastech k jejímu boulení.
Při vhodném a dostatečném spřažení betonová deska boulení zabraňuje, případně omezuje. Stavební
výška plechobetonové mostovky je nižší než u mostovky s betonovou deskou. V porovnání
s ortotropní mostovkou se očekává, že mostovka s plechobetonovou deskou bude mít lepší únavové a
dynamické chování.
Betonářská výztuž přivařená k hornímu povrchu plechu slouží jako spřahovací prvek a současně i jako
nutná výztuž do železobetonu v jeho tažených oblastech. Z tohoto důvodu je žádoucí po ověření
fungování výztuže jako spřahovacího prvku také vyhledat optimální tvar výztuže podle průběhu
tahových napětí v betonové desce.
PŘEDBĚŽNÝ MODEL
V softwaru Scia Engineer 2010 byl vytvořen model pro předběžné ověření betonářské výztuže jako
spřahovacího prostředku. Tento model slouží pouze k určení vnitřních sil od stálých zatížení a zatížení
dopravou a z něho lze stanovit rozměry hlavních prvků (tloušťku plechu, průřezy podélných a
příčných výztuh) konstrukce mostovky.
- 51 -
V softwaru SCIA Enginner byla vymodelována nosná konstrukce mostu. Jedná se o zcela obecnou
konstrukci s reálnými parametry, které byly autorem zvoleny (obr. 1) pro tento reprezentativní
posudek.
Obr. 1: Předběžný model plechobetonové mostovky (včetně celého mostu)
Fig. 1: Composite bridge deck preliminary model (incl. the whole bridge)
Model se skládá ze dvou hlavních nosníků (svařovaný I profil) a horní mostovky. Rozpětí hlavních
nosníků je zvoleno 20 m a jejich osová vzdálenost je 12 m. Jedná se o prostý nosník. Spřažená
plechobetonová mostovka se skládá z betonové desky tloušťky 80 mm, která je nabetonována na
plechu tloušťky 10 mm. Plech mostovky je vyztužen podélnými (osová vzdálenost 2 m) a příčnými
výztuhami (osová vzdálenost 5 m). Hlavní nosníky jsou pružnými liniovými podporami pro mostovku.
Nemají zde žádný jiný další význam a nebude jim proto věnována další pozornost. Model je vytvořen
jako deskostěnový (mostovka), hlavní nosníky jsou zde modelovány prutem.
Zatížení na konstrukci bylo zavedeno dle ČSN EN. Pro zatížení dopravou byl zvolen model zatížení 1
podle ČSN EN 1991-2 [1] a zároveň byla odhadnuta stálá zatížení konstrukce (vozovkové souvrství,
mostní vybavení). Vlastní váha byla generována programem automaticky.
Zkoumá se spřažení pomocí betonářské výztuže (svařovaná síť) podle obr. 2. Jde o průměr
drátu 10 mm s rozměry ok 200 x 200 mm, ocel BSt 500 S. Svary jsou provedeny koutové dle
obr. 3 [2].
Obr. 2: Tvarování betonářské výztuže
Obr. 3: Rozměry koutového svaru
Fig. 2: Special concrete reinforcement forming
Fig. 3: Fillet weld dimensions
Smykové spojení v modelu je uvažováno jako tuhé (bez prokluzu betonu po oceli), jelikož v modelu
obě desky mají společný kontakt a sítě konečných prvků jsou shodné. Vnitřní síly v betonové vrstvě
byly zprůměrovány a určeny z modelu celé konstrukce mostu (obr. 1). Jedná se vždy o normálové a
- 52 -
smykové síly v podélném (směr y) a příčném směru (směr x) na běžný metr konstrukce. Jsou
zobrazeny v tab. 1.
Tab. 1: Vnitřní síly v betonové části desky mostovky
Table 1: Internal forces in the concrete part of the bridge deck
nx
ny
vx
vy
Vnitřní síly v betonové desce:
1160 kN/m
850 kN/m
-20 kN/m
-34 kN/m
Na základě výše uvedených hodnot bylo provedeno předběžné posouzení alternativního typu spřažení
(betonářskou výztuží) dle evropských norem. Použitý materiál se předpokládá: ocel S355, beton
C30/35, betonářská ocel BSt 500 S. Svar mezi betonářskou výztuží a plechem mostovky byl posouzen
pomocí vztahů podle ČSN EN 1993-1-8 [3] pro koutové svary. Výška svaru se uvažuje a=4 mm dle
obr. 3. Únosnost koutového svaru na běžný metr je potom 4190 kN. To je více než potřebná hodnota z
modelu mostovky (1160 kN/m). Posouzení betonářské výztuže jako spřahujícího prostředku mezi ocelí
a betonem je provedeno podle ČSN EN 1992-1-1 [4] kapitoly Smyk ve styčné ploše mezi betony
různého stáří. Tato kapitola řeší spřažení beton-beton pomocí betonářské výztuže. Pro náš případ
spřažení ocel-beton pomocí betonářské výztuže je předpokládaná právě tato analogie z normy [4],
pouze s jinými hodnotami materiálů. Návrhové hodnoty smykového napětí ve styčné ploše pro
podélný/příčný směr (x/y) a příslušné návrhové únosnosti ve smyku jsou spočteny dle vztahů
uvedených ve zmíněné kapitole v [4] a jsou znázorněny v následující tab. 2.
Tab. 2: Návrhové hodnoty smykových napětí a únosnosti ve smyku na rozhraní ocelbeton
Table 2: Design value of the shear stresses and design shear resistances at the interface steelconcrete
Směr x
Směr y
Návrhová hodnota smykového napětí vEdi
0,31 MPa
0,39 MPa
Návrhová únosnost ve smyku vRdi
0,40 MPa
0,40 MPa
Návrhové hodnoty smykového napětí v mostovce na rozhraní ocel-beton jsou téměř totožné
s návrhovou únosností ve smyku, z čehož lze usoudit, že tento princip je vhodný a může být dále
rozpracován ve formě numerického modelu.
NUMERICKÝ MODEL
V současné době probíhá tvorba numerického modelu [5] mostovky v softwaru ABAQUS, který se
dále použije pro porovnání s fyzickým modelem, jež bude z numerického modelu vycházet.
Sestavování numerického modelu se předpokládá obdobné jako u předběžného výpočtu mostovky.
Vzhledem k omezeným možnostem experimentálního centra ČVUT, kde bude probíhat experiment,
bylo nutno zredukovat některé rozměry vzorku, a to zejména jeho šířky. Výsek desky mostovky je
mezi dvěma příčníky, které jsou nově ve vzdálenosti 2 m místo dosavadních 5 m. Ostatní rozměry
zůstávají stejné, tedy podélné výztuhy po 2 m atd., dle obr. 4.
Vstupní hodnoty materiálů se uvažují jako charakteristické z příslušných materiálových norem, jelikož
dosud nebyly provedeny žádné materiálové zkoušky. Všechny prvky modelu (ocelový plech, výztuhy,
betonová deska, betonářská výztuž) jsou modelovány v prostoru jako objemové prvky solid. Pro beton
byl prozatím vybrán materiálový model Concrete damage plasticity. Tento model je vhodný pro
cyklické a dynamické zatížení, ale samozřejmě i pro monotónní zatěžování. Pro tento model je možné
- 53 -
použít jak implicitní, tak i explicitní výpočetní metody, které software nabízí. Pro ocelové části
konstrukce (plech mostovky, výztuhy, betonářská výztuž) jsou v této fázi dostupné 3 materiálové
modely, a to Linear elasticity, Classical metal plasticity a Model for metals subjected to cyclic loading,
Posledně jmenovaný model se uplatní při cyklickém namáhání.
Jak již bylo zmíněno, celá konstrukce je modelována trojrozměrnými objemovými prvky solid.
Základním tvarem je šestistěn brick. Přesné označení prvku je pak C3D8R (objemový prvek,
trojrozměrný, 8 uzlů s redukovanou integrací. Další nedílnou součástí tvorby modelu je správné
nastavení kontaktů mezi ocelí a betonem, výztuží a betonem a interakce sítí s různou hustotou
konečných prvků. Okrajové podmínky jsou zavedeny podepřením na protějších podélných stranách,
kde je zabráněno posunu ve všech třech směrech globálních os. Zatížení je zde provedeno pomocí
dvou osových sil po 150 kN (tlaků), které reprezentují nápravu vozidla podle [1], obr. 4.
Po tomto sestavení modelu bude ještě následovat analýza výsledků, úprava a optimalizace modelu
vzhledem k experimentálním zkouškám. Zkoušky se plánují na výseku panelu mostovky dle obr. 4 v
roce 2011-2012.
Obr. 4: Numerický model výseku plechobetonové mostovky
Fig. 4: Bridge deck numerical model cut
ZÁVĚR
Po vytvoření modelu v softwaru Scia Engineer 2010, kde bylo jednoduchým výpočtem ověřeno
chování betonářské výztuže jako spřahovacího prostředku, nyní následuje sestavení numerického
modelu v softwaru Abaqus. Tento model bude následně porovnán s výsledky experimentů a dále
optimalizován k provedení parametrické studie mostovky.
OZNÁMENÍ
SGS11/031/OHK1/1T/11.
se
prezentují
v tomto
příspěvku,
je
podporován
grantem
LITERATURA
[1] ČSN EN 1991-2: Zatížení konstrukcí – Část 2: Zatížení mostů dopravou, ČNI, Praha, 2005
[2] TP 193: Svařování betonářské výztuže a jiné typy spojů, Mott MacDonald, Praha, 2008
[3] ČSN EN 1993-1-8: Navrhování ocelových konstrukcí - Část 1-8: Navrhování styčníků, ČNI,
Praha, 2006
[4] ČSN EN 1992-1-1: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro
pozemní stavby, ČNI, Praha, 2006
[5] ABAQUS Online Documentation: Version 6.9, Simulia, 2009
- 54 -
VYHODNOCENÍ ZKOUŠKY DVOU OCELOBETONOVÝCH NOSNÍKŮ
S VYSOKOU ŽEBROVOU DESKOU
EVALUATION OF EXPERIMENT WITH TWO COMPOSITE STEEL AND
CONCRETE BEAMS WITH HIGH RIBBED DECK
Štěpán Thöndel
Abstract
The experiment consists from static load test of two composite beams. First one is fully connected
beam with ribbed deck high of 135 mm. The second one is partially connected beam with the same
deck. Both beams were loaded until their collapse and the deformation, strain and slip between the
steel beam and the concrete slab were measured. The experimental dates were compared with the
calculation according the EC4 and the results are shortly described in the paper.
Key words: partially connected beam, fully connected beam, static load test, composite steel and
concrete beam, high ribbed deck.
ÚVOD
Oba zkoušené nosníky byly dlouhé 6 m a na obou koncích prostě uložené. Šířka nosníků byla 1,5 m,
výška vlny trapézového plechu 135 mm. Ocelový nosník IPE 200 byl z oceli S235, betonová deska
byla zhotovena z betonu C 25/30. Spřažení bylo realizováno pomocí ocelových spřahovacích trnů o
průměru 19 mm a výšce 175 mm přivařených skrz trapézový plech. Průběžná vrstva betonu nad
trapézovým plechem byla 65 mm, takže celková tloušťka desky byla 200 mm. Vzorek č.1 měl plech
orientován širší vlnou dolů a v každé vlně mohly tudíž být přivařeny čtyři spřahovací trny, což
odpovídá úplnému smykovému spojení ve smyslu EC4. Vzorek č. 2 měl plech otočený obráceně a
v každé úzké vlně mohly být umístěny pouze dva trny, čímž bylo dosaženo pouze částečného
smykového spojení charakterizovaného poměrem η = N/Nf = 0,52, kde N je skutečný počet trnů
na nosníku a Nf je počet trnů potřebných k dosažení úplného smykového spojení. Oba nosníky
byly postupně zatěžovány ve třetinách rozpětí až do kolapsu. Schéma zkoušky je ukázáno na
obrázku č.1. Pevnostní charakteristiky použitých materiálů jsou v současné době zjišťovány.
Obr. 1: Schéma uspořádání zkoušky
Fig. 1: Experiment arrangement
V průběhu zkoušky byly měřeny následující veličiny:
• Průhyb ve třetinách a v polovině rozpětí
• Prokluz ve spřažení na koncích nosníku
• Posun horního povrchu betonové desky
• Napětí v oceli a betonu na několika místech průřezu.
- 55 -
VÝSLEDKY ZKOUŠEK
Vzorek č.1
Hodnoty zaznamenané v průběhu zkoušky jsou zobrazeny v následujících grafech. Je patrné, že
únosnost (vypočítaná podle EC4 z nominálních hodnot pevnosti oceli a betonu) 2F=180kN byla při
zkoušce bez problémů dosažena. Z technických důvodů musela být zkouška předčasně ukončena již
při dosažení 2F=200kN, kdy se nosník stále choval lineárně a nejevil známky poruchy. Jak je ukázáno
na obr. 2, nedosahoval průhyb nosníku uprostřed rozpětí hodnot stanovených předběžným výpočtem.
Při největším zatížení byla největší hodnota normálového napětí v oceli rovna 328 MPa a v betonu
10,6 MPa, což znamená, že ocel se blížila své nominální mezi pevnosti, ale napětí v betonu bylo
hluboko pod jeho nominální pevností v tlaku. Prokluz mezi ocelovou pásnici a betonovou deskou
(obr.3) byl na jednom konci 0,24 mm, měření na druhém konci bohužel selhalo.
250
250
Zatížení
Load
[kN]
200
Zatížení
Load
[kN]
200
150
150
100
100
Průhyb (Deflection) EC4
50
Měřený průhyb
(Measured deflection)
Průhyb
Deflexion
[mm]
prokluz pravý
(slip right)
Prokluz
Slip
[mm]
50
0
0
0
5
10
15
20
25
Obr. 2 Průhyb v polovině rozpětí - vzorek 1
Fig. 2: Deflection at mid-span - specimen 1
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
Obr. 3: Prokluzu a zatížení – vzorek 1
Fig. 3: Load slip – specimen 1
Obr. 4 zobrazuje vztah mezi zatížením a změřeným napětím v betonu uprostřed rozpětí nosníku.
Závislost je téměř lineární. Na obr. 5 je totéž pro ocel. Na grafu není patrné dosažení meze kluzu oceli
235 MPa, z čehož lze usuzovat, že skutečná mez kluzu oceli byla vyšší. Jak už bylo řečeno, skutečné
materiálové vlastnosti jsou v současné době zjišťovány. Na obr. 6 je zobrazena trhlina v žebru desky
na konci zkoušky a celkový pohled na zkoušený nosník.
250
250
Zatížení
Load
[kN]
200
Zatížení
Load
[kN]
200
150
150
100
100
Napětí
Stress
[MPa]
50
Napětí
Tension
[MPa]
50
0
0
0
0
2
4
6
8
10
50
100
150
200
250
300
350
12
Obr. 4: Napětí v betonu v polovině rozpětí – Obr. 5: Napětí v oceli v polovině rozpětí –
vzorek 1
vzorek 1
Fig. 4: Stress in concrete at mid-span – Fig. 5: Tension in steel at mid-span bottom
specimen 1
flange – specimen 1
- 56 -
Obr. 6: Porušení vzorku 1
Fig. 6: Failure of Specimen 1
Vzorek č.2
Malými změnami v uspořádání zkoušky se u tohoto vzorku podařilo dosáhnout úplného
kolapsu vzorku, který nastal při zatížení silou 2F=127kN při označení podle obr. 1.
Z nominálních pevnostních charakteristik údajů byla obdobně jako u prvního vzorku
vypočítána únosnost 2F=107kN. Porušení nastalo ve smykovém spojení na jedné straně
nosníku, obr. 11. Obr. 7 porovnává měřený průhyb s hodnotami získanými výpočtem. Je vidět
že měřené hodnoty jsou hluboko pod hodnotami vypočítanými podle [2] a [5]. Okamžik
porušení lze odečíst na obr. 8, kde je patrný náhlý nárůst prokluzu v okamžiku kolapsu.
Z obrázků 9 a 10 lze odečíst, že napětí ve spodní pásnici ocelového nosníku uprostřed rozpětí
bylo těsně před kolapsem rovno 42 MPa a napětí v betonu ve stejném průřezu 6,2 MPa. Tyto
hodnoty jsou hluboko pod nominálními materiálovými pevnostmi a je zřejmé, že příčinou
kolapsu bylo selhání smykového spojení. Prokluz ve spřažení byl na jedné straně 0,16 mm a
na druhé straně 0,26 mm. Po porušení spřažení začalo napětí v oceli a v betonu náhle narůstat,
jelikož nosník se nadále již nechoval jako spřažený.
Zatížení 140
Load
[kN] 120
140
Zatížení
Load
[kN]
120
100
100
80
80
60
40
prokluz pravý (slip right)
40
Měřený průhyb
Průhyb
(Measured deflection) Deflexion
Průhyb (Deflection) [2]
[mm]
20
prokluz levý (slip left)
60
Průhyb (Deflection) [5]
Prokluz
Slip
[mm]
20
0
0
0
10
20
30
40
0
Obr. 7: Průhyb uprostřed – vzorek 2
Fig. 7: Deflection at mid-span - specimen2
0,5
1
1,5
Obr. 8: Prokluzu a zatížení – vzorek 2
Fig. 8: Load slip – specimen 2
- 57 -
2
140
140
Zatížení
Load
[kN]
120
100
Zatížení
Load
[kN]
120
100
80
80
60
60
40
40
Napětí
Stress
[MPa]
20
Napětí
Tension
[MPa]
20
0
0
0
2
4
6
8
10
0
20
40
60
80
100
Obr. 9: Napětí v betonu uprostřed
Obr. 10: Napětí ve spodní pásnici uprostřed
rozpětí - vzorek 2
rozpětí – vzorek 2
Fig. 9: Stress in concrete at mid-span – Fig. 10: Tension in steel at mid-span bottom
specimen 2
flange – specimen 2
Obr. 11: Porušení vzorku 2
Fig. 11: Failure of Specimen 2
ZÁVĚR
Výsledky uvedené v tomto článku budou po zjištění materiálových vlastností zkoušených nosníků
upraveny, nicméně již nyní se zdá, že postupy uvedené v EC4 bude možné rozšířit i na ocelobetonové
spřažené nosníky s žebrovou deskou vyšší než doposud mezních 80 mm. Zkoušky naznačují, že tento
limit bude možné posunout. V další fázi výzkumu budou zkoušky doplněny matematickým modelem,
který by měl provedené experimenty potvrdit. Cílem disertace je stanovit nový limit výšky žebrové
desky, kde ještě bude možné zanedbat vliv deformovatelnosti žebra na průhyb nosníku.
OZNÁMENÍ
Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem MSMT 6840770001 a
materiální pomocí společnosti Metrostav a.s.
LITERATURA
[1]ČSN EN 1994-1-1 Design of composite steel and concrete structures. ČNI 2006
[2]BS 5950 Structural use of steelwork in building BSI 1990
[3]Johnson, R.P.: Composite Structures of Steel and Concrete, Beams, Slabs, Columns, and
Frames
for Buildings. Third Edition, Blackwell Publishing, 2004
[4]Narayanan, R.: Steel and Stability, Composite Steel and Concrete Structures. Elsevier 1988
[5]Kristek,V.–Studnicka,J.: Analysis of Composite Girders with Deformable Connectors, Proc.of
Inst.of Civ.Eng., Part 2, December 1982
- 58 -
MOSTOVKOVÝ PANEL Z VYZTUŽENÝCH POLYMERŮ
FIBRE REINFORCED POLYMER BRIDGE DECK PANEL
Martin Vovesný
Abstract
The aim of the research is developing and analysis of a original composite bridge deck panel made of
glass fibre-reinforced polymer (GFRP). The use of GFPR bridge deck panel is growing very rapidly
around the world [2] and still are being sought the another types of deck panel and way of their
analysis. The author´s deck panel will be manufactured with combination of “I” cross-section girders
which are made by pultrusion process and face-sheets made by hand laminating process. Use of this
technology of manufacturing offers big variety of a dimension and cost-effective price but eventually
worst mechanical properties of contact between the girder and face-sheets than mostly use pultruded
shape panel.
Key words: bridge, fibre-reinforced polymer (FRP), composite, bridge deck
ÚVOD
Právě mostovka je částí mostu, která má obvykle nejkratší životnost a bývá z celé mostní konstrukce
nejvíce poškozena. Vlivem toho dochází ke snižování zatížitelnosti mostu a k nutnosti provedení
rekonstrukce. FRP materiál, který má vysokou pevnost, nízkou hmotnost a dobrou odolnost proti
korozi, může sloužit díky svým vlastnostem jako vhodná alternativa dosud nejčastěji používaným
materiálům využívaným pro konstrukce mostovek. První výzkum, který se zabýval mostovkou z FRP
byl zahájen již v roce 1983, kdy americká vláda zahájila projekt s názvem Transfer of Composite
Technology to Design and Construction of Bridges. Výsledek tohoto výzkumu byl však velmi obecný
a nebyl dostatečně vyhodnocen [1]. V roce 1992 pak organizace Federal Highway Administration
(FHWA) zahájila rozsáhlý výzkum, na jehož konci byla v roce 1995 publikována práce FiberReinforced Polymeric Bridge Decks. Na tuto práci pak navazuje velká řada prací, které mají za cíl
přijít s novým typem mostovkového panelu a popsat jeho chování v konstrukci.
NÁVRH FRP MOSTOVKOVÉHO PANELU
Cílem autorova výzkum je navrhnout FRP mostovkový panel pro dočasné mostní konstrukce.
Speciálně pak pro provizorní mosty typu Těžká Mostní Souprava (TMS). Pro tento typ mostu je nyní
nejčastěji používaná mostovka tvořená ocelovými příčníky a ocelovými podélníky s dřevěnými
mostinami. Tento typ mostovky limituje zatížitelnost celé konstrukce [3] . Vysoká pevnost a nízká
hmotnost FRP materiálu a odolnost proti korozi jsou důvodem k využití FRP pro výrobu nových
mostovkových panelů.
Obr. 1: Současná konstrukce mostovky
TMS
Obr. 2: Nová mostovka TMS tvořená FRP
panely
Fig. 1: Cross-section of TMS bridge with
original bridge deck
Fig. 2: Cross-section of TMS bridge with new FRP
bridge deck panel
- 59 -
V novém typu mostovky jsou podélníky a dřevěné mostiny nahrazena FRP mostovkovým panelem.
Tento panel je tvořen systémem I-nosníků a horní a dolní potahové vrstvy (obr. 3). Spolupůsobení
mezi jednotlivými I- nosníky v příčném směru je zajištěna potahovými vrstvami. Potahové vrstvy
panelu jsou vyráběny procesem ruční laminace, což přináší odlišné mechanické vlastnosti v porovnání
s vlastnostmi I-nosníků. Ty se vyrábějí procesem pultruze. Použití této kombinace odlišných
výrobních technologií nabízí možnost velice snadné úpravy dimenzí příčného řezu. Nevýhodou oproti
plně pultruzivním panelům mohou být horší mechanické vlastnosti panelu.
Obr. 3: Příčný řez mostovkovým panelem a jeho orientace v konstrukci TMS
Fig. 3: Cross section of deck panel and it's orientation in TMS construction
MATERIÁLOVÉ VLASTNOSTI
Materiálové vlastnosti vláknitých kompozit jsou silně závislé na materiálových vlastnostech vláken a
matrice a uspořádání vláken v matrici. Materiál použitý pro výrobu mostovkových panelů byl vybrán
ve spolupráci se společností zabývající se výrobou kompozitních prvků pro stavební konstrukce. Jako
matrice je použit vinil-ester a vyztužující vlákna jsou vyrobeny z E-skla. Kombinace těchto materiálů
přináší dobré mechanické vlastnosti a vysokou životnost kompozitu při zachování přijatelných
výrobních nákladů. Materiálové vlastnosti, jsou stanoveny na základě teorie mikromechaniky [3] a
podle informací o skladbě kompozitu poskytnutých výrobcem. Výsledné materiálové vlastnosti
mostovkového panelu jsou v Tab. 1.
Tab. 1: Materiálové vlastnosti mostovkového panelu
Table 1: Material properties of deck panel
Modul pružnosti
v podélném směru [GPa]
Modul pružnosti
v příčném směru [GPa]
Smykový modul
[GPa]
Horní potahová
vrstva
Dolní potahová
vrstva
I-nosník
5,5
5,5
21,0
15,0
15,0
8,0
2,1
2,1
2,9
FEM MODEL MOSTOVKOVÉHO PANELU
Cílem modelování MKP je získání hodnot deformací a napětí v I-nosnících a potahových vrstvách
vyvolané normovým nápravovým tlakem. MKP analýza se provádí v programu ABAQUS.
Konstrukce mostovkového panelu je tvořena skořepinovými elementy (obr. 4). Skořepinové elementy
jsou definovány jako 8-uzlové dvojitě zakřivené skořepinové prvky s 5 stupni volnosti. Materiálové
- 60 -
vlastnosti prvku jsou definovány podle hodnot v tab. 1. Spojení mezi I-nosníky a horní a dolní
potahovou vrstvou je modelováno jako „Tie“ kontakt. Podepření panelu je modelováno stejně jako ve
skutečné konstrukci TMS pomocí příčníků vzdálených 1500 mm. Zatížení působící na panel se vnáší
ve dvou krocích. V první kroku je aplikováno zatížení vlastní tíhou, v druhém kroku se vnáší
nápravové zatížení. V numerickém modelu jsou ověřeny dvě kritické polohy normového nápravového
zatížení: ve středu rozpětí (k ověření maximálních hodnot deformace a napětí od ohybu panelu). Při
druhé poloze zatížení je náprava umístěna na kraj nosníku nad příčník. Hodnoty zatížení jsou
stanoveny dle modelu LM2 z normy ČSN EN 1991-2, kde je maximální kolová síla definována
hodnotou 150 kN na plochu o velikosti 400x400 mm.
Obr. 4: FEM model mostovkového panelu
Fig. 4: FEM model of deck panel
VÝSLEDKY NUMERICKÉ ANALÝZY MOSTOVKOVÉHO PANELU
Sledovanými veličinami jsou hodnoty svislého průhybu a hodnoty hlavních napětí v panelu. Mezní
hodnota průhybu se uvažuje 1/200 rozpětí. Pro modelovanou konstrukcí s rozpětím panelu 1500 mm
to znamená, že průhyb panelu může být až 7,5 mm. Mezní hodnota napětí v mostovkovém panel je
definován odlišně pro I-nosník a pro potahové vrstvy. Maximální napětí v materiálu se připouští podle
[4] jako 25% meze pevnosti, což činí pro I-nosník 50 MPa a pro potahové vrstvy 40 MPa. Hodnoty
dosažených napětí a průhybů od normového zatížení jsou v Tab. 2.
Tab. 2: Hodnoty napětí a deformace panelu
Table 2: Values of deflection and stress
Hlavní napětí [MPa]
Svislý průhyb
[mm]
I-nosník Horní potahová vrstva Dolní potahová vrstva
Stálé zatížení
0,08
0,01
0,07
-
Zatížení uprostřed
rozpětí
45,38
32,32
17,62
5,14
Zatížení nad
příčníkem
49,64
20,91
13,51
-
EXPERIMENTÁLNÍ OVĚŘOVÁNÍ
Experimentální ověřování FRP mostovkového panelu bude rozděleno do dvou základních fází.
V první fázi se bude jednat o ověření materiálových vlastností. Materiálové zkoušky budou prováděny
na výřezech z pásnic a ze stěny I- nosníku a z horní a dolní potahové vrstvy. Ověřena bude pevnost
materiálu, modul pružnosti a smykový modul, vždy ve dvou na sebe kolmých směrech v rovině
- 61 -
jednotlivých plošných částí. Geometrie vzorku z I-nosníku pro tahovou zkoušku je znázorněna na
obr. 5 a 6.
Obr. 5: Nákres vzorků pro tahovou
zkoušku
Obr. 6: Vzorky pro tahovou zkoušku
Fig. 5: Drawing samples for tensile test
Fig. 6: Samples for tensile test
Tvary zkušebních vzorků jsou stanoveny v souladu s normou ASTM 3039 a i průběh zkoušky bude
podle této normy. Smyková zkouška je navržena podle Iosipecovy zkoušky, která je v souladu
s ASTM 5379.
Druhá fáze experimentálního ověřování se bude týkat ověření chování části panelu. Z celkové šířky
panelu, která pro most typu TMS bude činit 4168 mm, bude vyroben vzorek šířky 1102 mm. Tento
panel bude postupně zatěžován narůstající silou, které budou simulovat kolové zatížení panelu.
Zatížení bude vnášeno přes ocelovou desku o rozměrech 400 x 400 mm, která bude na panel osazena
přes pružnou podložku. Zatížení panelu se bude postupně zvětšovat až do úplného kolapsu. Během
celé zkoušky budou měřeny deformace a napětí v jednotlivých částech panelu a tyto naměřené
hodnoty budou sloužit k verifikaci numerického modelu.
ZÁVĚR
Cílem disertační práce je návrh nového typu mostovkového panelu z FRP se zaměřením na panely
s žebry vyrobené procesem pultruze případně. V současné době probíhá numerické modelování panelu
a je připravena první fáze experimentálního ověření pro přesné stanovení materiálových vlastností.
Dalším krokem bude experimentální ověření chování panelu při zatížení normovým kolovým tlakem,
jehož výsledky budou porovnány s výsledky z numerického modelu. Uplatnění nového mostovkového
panelu z FRP se předpokládá na mostní provizorium TMS, ale uplatnění může nalézt i při
rekonstrukcích mostních objektů.
OZNÁMENÍ
Tato práce vznikla za podpory projektů SGS11/031/OHK1/1T/11 a GAČR 103-08-H066
LITERATURA
[1] Zureick A., Shih B., Muley E.: Fiber-reinforced Polymeric Bridge Decks, Structure Engineering
Review. 7(3), 257-266, 1995
[2] Majumdar P. K.: Strength and Life Prediction of FRP Composite Bridge Deck, Virginia
Polytechnic Institute and State University, April, 2008
[3] Rotter T., Maňas P.: Posouzení a návrh úprav mostní konstrukce TMS podle standardů NATO,
Závěrečná zpráva projektu MD ČR 1F44L/078 030, Praha, 2008
[4] Qiao P., Davalos B., Brown B.: A systematic analysis design for single-span FRP desk/stringer
bridges, Composities, Part B 31, 2000, p. 593-609
[5] ASTM 3039, Standard Test Method forTensile Properties of Polymer Matrix Composite Materials
[6] ASTM 5379, Standard Test Method for Shear Properties of Composite Materials by the VNotched Beam Method
- 62 -
ANALÝZA ZBYTKOVÉ ÚNOSNOSTI A ROBUSTNOSTI HYBRIDNÍCH NOSNÍKŮ
ZE SKLA A OCELI
ANALYSIS OF HYBRID BEAMS FROM GLASS AND STEEL IN RESPECT TO
RESIDUAL LOAD CAPACITY AND ROBUSTNESS
Tomáš Fremr
Abstract
Hybrid steel-glass beams which is composed from steel flanges and glass web belong to new attractive
architectural elements. Research is aimed to residual load capacity and robustness with regards to the
safety behaviour of such a kind of structures. Experimental programme should demonstrate that the
hybrid beam with the glass web divided into several glass panes is able to transfer the operating load
also after the failure of one glass pane at least for 48 hours. Analytical model of hybrid beams is based
on truss analogy which will be verified by experimental results.
Key words: hybrid, steel-glass, experiments, load capacity, robustness
ÚVOD
Novým architektonickým prvkem je hybridní sklo-ocelový nosník složený z ocelových pásnic a
skleněné stojiny. Předmětem výzkumu je zbytková únosnost a robustnost s ohledem na bezpečnost
chování podobných konstrukcí. Výzkum by měl prokázat, že nosník s dělenou stojinou je schopen
přenášet provozní zatížení i v případě poškození jednoho z panelů stojiny a to po dobu minimálně 48
hodin. Analytický model ověřený na základě výsledků experimentů s hybridním nosníkem je založen
na příhradové analogii.
ANALYTICKÉ MODELY
Stanovení zbytkové únosnosti a robustnosti nosníku z hlediska počtu skleněných panelů bude
provedeno pomocí analytického modelu založeného na příhradové analogii. Model bude ověřen na
základě výsledků experimentů. Chování hybridního nosníku modelovaného pomocí příhradové
analogie je zjednodušeno na idealizovanou pružnou prutovou soustavu. Takto zjednodušená
konstrukce umožňuje snadné určení vnitřních sil působících mezi jednotlivými prvky (ocelové pásnice,
skleněné stojiny) hybridního nosníku, obr. 1 [1].
Nfu
Nft
Obr. 1: Příhradová analogie
Fig. 1: Truss analogy
PŘÍPRAVA EXPERIMENTŮ A VÝROBA ZKUŠEBNÍCH VZORKŮ
Byla vyrobena zkušební tělesa pro tři sady experimentů. Celkem se jedná o 9 nosníků, které se liší
průřezem, dělením stojiny, napojením skleněných panelů stojiny nebo typem použitého lepidla.
- 63 -
V první sadě je jeden nosník s dělenou stojinou ze tří skleněných panelů s přípojem mezi skleněnou
stojinou a ocelovou pásnicí pomocí profilu U. Druhou sadu tvoří šest nosníků s dělenou stojinou z pěti
skleněných panelů, z toho tři s přípojem pomocí profilu U a tři s přímým spojem, vždy s jiným typem
lepidla. V poslední sadě jsou dva nosníky s dělenou stojinou z pěti panelů s přímým spojem mezi
stojinou a pásnicemi, avšak skleněné panely stojiny budou vzájemně provázány spojem pomocí pera a
drážky.
Při výrobě nosníků byl dodržen technologický postup daný výrobcem lepidel. Povrchy obou lepených
materiálů byly čisté, suché, zbavené nečistot a mastnot. Ocelové pásnice musely být zbaveny
broušením povrchové úpravy z výroby. Dobroušení bylo provedeno brusným pásem (3M ScotchBrite). K očištění a aktivaci obou povrchů byl použit přípravek SIKA ADPrep v případě, že bylo
použito lepidlo SikaFast-5211. Povrchy lepené přípravkem SikaForce-7550 byly z důvodu adheze
opatřeny přípravkem SikaCleaner 205 a SikaPrimer 206 G+P, [2].
Byly vyrobeny dva typy nosníků, obr. 2. První byl složen ocelových pásnic 10/100 mm s přivařeným
profilem U 40/35/4 ohýbaným za studena a druhý pouze z pásnic 10/100 mm. K pásnicím byla
přilepena skleněná stojina z vrstveného skla. Průřez složený z pásnic s navařeným U profilem měl
stojinu z dvouvrstvého tepelně zpevněného skla (2x12 mm). Stojina byla uložena v U profilu na hranol
z polyamidu tl. 4 mm, aby nedocházelo k otlačení stojiny u podpory a v místě působení břemen. Druhý
průřez měl stojinu z třívrstvého tepelně zpevněného skla (3x8 mm). Celková stabilita při lepení a
vzájemná kolmost byla zajištěna pomocí vodováhy a dřevěných forem speciálně připravených pro tyto
experimenty. Spáry mezi pásnicemi U profilu a skleněnými panely stojiny, resp. mezi pásnicí nosníku
a stojinou u přímého lepeného spoje, byly po ustavení a vymezení mezery tl. 2-3 mm vyplněny
lepidlem SikaFast-5211, resp. SikaForce-7550. Požadovaná mezera byla vytvořena pomocí klínků.
Obr. 2: Dva typy lepených průřezů
Fig. 2: Two types of bonded cross sections
Lepidlo SikaFast-5211 má dobu zpracovatelnosti 3 min, což může být výhodou i nevýhodou. Je nutné
dbát na to, že po zalepení spáry nelze opravovat geometrii průřezu. Po vyplnění spáry mezi skleněnou
stojinou a ocelovou pásnicí je potřeba přebytečnou vrstvu lepidla setřít. Výhodou je, že lze bez
problémů a bez delšího čekání poté manipulovat s prvkem. Teplota zpracování je uvedena výrobcem
+10˚C ÷ +40˚C, [2].
Lepidlo SikaForce-7550 má dobu zpracovatelnosti výrazně větší. Výrobce ji neuvádí, ale dle
technického listu je cca 2-4 hod v závislosti na teplotě. Teplota zpracování je uvedena výrobcem
+15˚C ÷ +30˚C, [2]. Po vyplnění spáry mezi skleněnou stojinou a ocelovou pásnicí je potřeba
přebytečnou vrstvu lepidla setřít. Je tedy nutná technologická přestávka před manipulací s prvkem a je
zde časový prostor pro případnou manipulaci s geometrií průřezu.
- 64 -
EXPERIMENTY
Zkoušení nosníků proběhlo v rámci Experimentálního centra na Fakultě stavební, ČVUT v Praze. Byly
provedeny zkoušky únosnosti, robustnosti a zbytkové únosnosti dle statického schématu z obr. 3.
Nosník byl zatížen 2 břemeny a byl příčně držen uprostřed rozpětí a na koncích nosníku, takže byla
zajištěna jeho příčná a torzní stabilita.
Obr. 3: Statické schéma
Fig. 3: Static diagram
Při zkoušce únosnosti byly nosníky zatěžovány až do porušení, tj. vzniku první trhliny ve skle.
Následně byla zkoumána zbytková únosnost až do kolapsu konstrukce. Byl také sledován rozvoj trhlin
ve stojině, deformace nosníku, natočení krajních panelů stojiny a napětí pomocí tenzometrů ve skle i
oceli.
Vybrané nosníky byly podrobeny zkoušce robustnosti, obr. 4. Ta spočívá v tom, že byl rozbit jeden
z panelů stojiny, a to dvě vrstvy panelu třívrstvého skla stojiny u nosníku s přímým přípojem nebo obě
vrstvy panelu dvouvrstvé stojiny u nosníku s přípojem pomocí U profilu. Nosníky byly zatíženy
provozním zatížením F=4,8 kN po dobu 48 hod. Po tuto dobu bylo vyšetřováno chování nosníku rozvoj trhlin, svislá deformace, natočení krajních panelů stojiny a napětí pomocí tenzometrů. Během
doby zatěžování nedošlo ani v jednom případě ke kolapsu nosníku. Byla ověřena robustnost
zkoušených vzorků [3].
Obr. 4: Zkouška robustnosti
Fig. 4: Test of robustness
- 65 -
VÝSLEDKY
Experimenty ukázaly že výrazný vliv na chování hybridního sklo-ocelového nosníku s dělenou
stojinou má typ použitého lepidla a typ průřezu. V průřezu s pásnicemi s navařeným U profilem je
lepená vrstva namáhána smykem, zatímco přímý lepený spoj je namáhán tahem a to výrazně ovlivňuje
únosnost celého nosníku. tab. 1. V tabulce je uvedena maximální dosažená síla a průhyb uprostřed
rozpětí.
Tab.1: Výsledky zkoušek únosnosti
Table 1: Results of load tests
Průřez
Zpevněné sklo
2x12 [mm]
Zpevněné sklo
3x 8 [mm]
Ozn.
Druh
lepidla
Počet tabulí
skla
Max. síla
Fmax [kN]
Max. moment
Mmax [kNm]
Deformace
wmax [mm]
I.
SikaFast
VP 5211
5
81,2
85,3
33,3
VI.
SikaFast
VP 5211
3
87,5
96,2
32,3
IX.
SikaForce
7550
5
28,1
30,9
25,1
II.
SikaFast
VP 5211
5
19,5
20,5
6,9
IV.
SikaFast
VP 5211
5
(přeplátování)
34,1
35,8
16,8
VII.
SikaForce
7550
5
2,3
2,5
2,7
VIII.
SikaForce
7550
5
7,1
7,8
8,4
Nosník č. I. byl postupně zatěžován až do porušení. K tomu došlo postupným vytržením skleněné
stojiny z U profilu (porušení lepidla ve smyku), obr. 5. Poté došlo k natočení krajních panelů a jejich
vzájemnému dotyku, resp. opření panelů. Tím došlo k částečnému zpevnění, viz pracovní diagram na
obr. 6.
Obr. 5: Zkouška únosnosti, nosník č. I
Fig. 5: Loading capacity test, girder No. I
- 66 -
Síla, Force [kN]
Deformace – střed, Deflection – middle [mm]
Obr. 6: Zkouška únosnosti, nosník č. I
Fig. 6: Loading capacity test, girder No. 1
Plánované ověření robustnosti na 5 nosnících se ukázalo jako nemožné. Důvodem byla výrazně menší
únosnost nosníků s přímým lepeným spojem a se skleněnými panely stojiny stykovanými na sraz (bez
přeplátování). Zkoušky robustnosti byly proto provedeny pouze na nosnících lepených akrylátovým
lepidlem (SikaFast-5211), tab. 2.
Zkoušky únosnosti prokázaly že největší namáhání je v krajních panelech. Robustnost, resp. zbytková
únosnost hybridních nosníků jsou výrazně ovlivněny tím, který z panelů stojiny je rozbit před
zkouškou. Bylo ověřeno, že rozbití druhého krajního panelu (nosník č. III.) zmenšuje zbytkovou
únosnost méně než když je rozbit krajní panel jako u nosníku č. II.
Tab.2: Výsledky zkoušek robustnosti a zbytkové únosnosti
Table 2: Results of robustness tests and residual resistance
Robustnost
Průřez
Sklo
Ozn.
Zpevněné sklo
3x 8 [mm]
Zpevněné sklo
2x12 [mm]
Zbytková únosnost
Fkonst
[kN]
Mkonst
[kNm]
wmax
[mm]
Fmax
[kN]
Mmax
[kNm]
wmax
[mm]
II.
4,8
5,0
7,9
20,1
21,1
17,0
III.
4,8
5,0
6,7
30,2
31,7
16,8
(přeplátování)
Při zkoušce robustnosti byly zkoušeny zkušební vzorky č. II. a III. Nosník byl zatížen provozním
zatížením F=4,8 kN, které odpovídá zatížení od stropní konstrukce se skleněnou podlahou
v kancelářském prostoru se zatěžovací šířkou 2,5 m. U nosníku č. III. byly rozbity dvě vrstvy
z třívrstvé stojiny ve druhém panelu od konce nosníku. V průběhu zkoušky (48 hod) byla měřena
deformace, obr. 7, natočení panelů stojiny a napětí pomocí tenzometrů. Došlo k rozvoji již vzniklých
trhlin a k vytvoření několika dalších, obr. 8. Z grafu je vidět přerozdělování napětí mezi stojinou a
pásnicemi v závislosti na vzniku a rozvoji trhlin ve stojině. Zobrazené napětí je v blízkosti porušeného
panelu stojiny.
- 67 -
Svislý průhyb,
Vertical deflection [mm]
Čas, Time [h]
Obr. 7: Graf nárůstu průhybu v čase, nosník č. III.
Napětí, Stress [MPa]
Fig. 7: Graph of deflection increases with time, girder No. III.
ocel, steel
sklo, glass
Čas, Time [h]
Obr. 8: Rozdělení napětí v čase mezi ocelí a sklem, nosník č. III.
Fig. 8: Stress distribution between the steel and glass in the time, girder No. III.
ZÁVĚR
Cílem disertace je stanovit zbytkovou únosnost a ověřit robustnost jednoho typu hybridního nosníku
s dělenou stojinou na základě provedených experimentů. Pomocí experimentů bude ověřen a upraven
analytický model založený na příhradové analogii. Dále bude provedena parametrická studie pomocí
numerického modelu vytvořeného v programu ANSYS ověřeného výsledky z experimentů. Upravený
a ověřený analytický modely bude poté sloužit jako podklad (pomůcka) pro navrhování při běžné
inženýrské praxi. Hodnotným výstupem bude užitný vzor a článek v impaktovaném časopise.
Odevzdání disertace je plánováno na červen 2012.
OZNÁMENÍ
Tato práce vznikla za podpory projektu RFSR – CT 2007 – 00036 „INNOGLAST“.
LITERATURA
[1] Feldmann M.: Development of optimum hybrid steel-glass-beams in respect to structural an
architectural criteria, ANNEX 2007, RWTH Aachen, Germany
[2] www.sika.cz
[3] Knoll F., Vogel. T.: Structural Engineering Documents 11, Design for Robustness, Switzerland,
ISBN 978-3-85748-120-8
- 68 -
LEPENÉ SPOJE KONSTRUKCÍ ZE SKLA NAMÁHANÉ SMYKEM
SHEAR BONDED CONNECTIONS OF GLASS STRUCTURES
Klára Machalická
Abstract
Connection between glass and another material (steel, stainless steel, aluminium or timber) is a
specific problem in the practise of glass structures. Glued joints, depending on the thickness and
stiffness, provide more uniform distribution of stress due to relatively large glued area in comparison
with bolted connections, which is a significant advantage in brittle glass. The strength and behaviour
of glued joint under increasing load is influenced by many factors. Some of them like different types of
adhesives, various joining materials or surface treatment is aimed at the first part of this research. The
second part of the research deals with the influence of moisture, UV radiation and changing
temperature on glued joint. The sphere of interest covers elastic adhesives (one-component and twocomponent polyurethanes), semi-rigid adhesives (two-component acrylic adhesive) and also
transparent adhesives (UV-curing systems), which can be suitable in case of glass-to-glass bonding.
Key words: glass structures, glue, shear adhesive connection, artificial ageing
ÚVOD
Spoj tabule skla s prvkem z jiného materiálu (např. oceli, nerezové oceli, hliníku, dřeva), příp. s
prvkem ze skla, je klíčový pro navrhování skleněných konstrukcí. Tyto spoje je s ohledem na křehkost
skla výhodné provádět jako lepené, protože v závislosti na geometrii a tuhosti spoje lze zabránit
vytvoření špiček napětí. Lepený spoj musí být dostatečně tuhý, aby zajistil spolupůsobení obou prvků,
ale v případě lepení skla k jinému materiálu musí být současně i dostatečně poddajný, aby vyrovnal
rozdílné teplotní deformace dvou odlišných materiálů. Toho lze dosáhnout výběrem vhodného lepidla
aplikovaného v optimální tloušťce. Pro správný a bezpečný návrh je důležitá znalost chování lepidla
ve spoji včetně vlivu různých faktorů na únosnost lepeného spoje. Výrobci lepidla často neposkytují
dostatečné informace o vlastnostech a chování lepidla v konkrétním spoji, které jsou důležité pro
návrh. Chování spoje pod rostoucím zatížením v závislosti na druhu použitého lepidla, druhu
spojovaných materiálů, povrchové úpravě lepených ploch, adhezi lepidla k spojovanému materiálu
nebo kohezní pevnosti vrstvy lepidla je předmětem první části výzkumu. Druhá část se zabývá vlivem
okolního prostředí (změny teploty, vlhkost, UV-záření) na lepený spoj. Do obou částí výzkumu byla
zahrnuta lepidla různých mechanických vlastností - lepidla poddajná (jedno-komponentní a dvoukomponentní polyuretany), lepidla polotuhá (dvou-komponentní akrylát) a také transparentní UVlepidla, používaná především pro lepení skla ke sklu. Výzkum se také věnuje vlivu tloušťky spoje na
jeho tuhost a únosnost, kvůli schopnosti lepidel přerozdělit špičky napětí ve skle a současně kvůli
pružnému protažení, které je nutné pro kompenzaci rozdílných teplotních deformací dvou odlišných
spojovaných materiálů. Znalost vlivu tloušťky vrstvy lepidla je také důležitá pro vyrovnání rozdílných
počátečních imperfekcích spojovaných ploch.
LEPENÝ SPOJ KONSTRUKCÍ ZE SKLA
Lepený spoj může být hodnocen podle tuhosti jako poddajný nebo tuhý. Poddajný spoj lze vytvořit
použitím elastomerových lepidel. Elastomery mají díky nízké hustotě intermolekulárních vazeb
schopnost protažení až několikanásobku původní délky a po ukončení působení zatížení se rychle vrací
do původního tvaru. Vzhledem k nízkému modulu pružnosti dobře vyrovnávají koncentrace napětí ve
skle, ale dosahují nižších pevností v tahu i ve smyku. Tuhý spoj lze vytvořit použitím plastomerových
lepidel (termosety a termoplasty). Tuhost a vyšší pevnost spoje za použití plastomerů je dosažena díky
jejich husté zesíťované struktuře intermolekulárních vazeb a schopnosti vytvořit silné vazby mezi
atomy lepidla a povrchem skla. Některé termosety na bázi akrylátů jsou transparentní, vytvrzované
- 69 -
pomocí UV záření. Po vytvrzení zůstávají UV stabilní, což lze považovat za výhodu při lepení
konstrukcí ze skla. Termosety lze dělit na kontaktní lepidla, která se aplikují v tloušťce často menší
než 1 mm, a lepidla výplňová, která vyžadují větší tloušťku vrstvy lepidla (běžně několik mm).
Zejména při použití tuhých lepidel může mít tloušťka vrstvy lepidla významný vliv na celkovou tuhost
i na únosnost spoje.
Únosnost lepeného spoje je závislá především na dvou nejdůležitějších činitelích – adhezi a kohezi
lepidla. V konstrukci ze skla může dojít k porušení lepeného spoje jedním ze tří způsobů nebo jejich
kombinací. Za prvé: vlivem smykového namáhání vrstvy lepidla může dojít k postupné ztrátě
soudržnosti (koheze) vrstvy lepidla, až nakonec dojde k jejímu roztržení, obr. 1. Protože ke ztrátě
soudržnosti obvykle nedochází náhle, jde o bezpečný a tudíž žádaný způsob porušení lepeného spoje.
Za druhé: porušení se může objevit mezi stykovou plochou spojovaného materiálu a vrstvou lepidla,
dojde k prokluzu nebo utržení vrstvy lepidla od lepeného povrchu, obr. 2. To je způsobeno
nedostatečnou adhezí lepidla ke stykové ploše spojovaného prvku. Míra adheze je ovlivňována druhem
spojovaných materiálů a přípravou stykových ploch (čištění, odmaštění, použití primerů). Zdrsnění
povrchu skla (např. pískováním) může snižovat pevnost skla, ale v závislosti na viskozitě lepidla může
zlepšit adhezi, obr. 3, [1]. Za třetí: může dojít k porušení prvku ze skla překročením jeho tahové nebo
smykové pevnosti, tj. z hlediska bezpečnosti se jedná o nejméně přijatelný způsob porušení.
Obr. 1: Kohezní porušení spoje
Obr. 2: Adhezní porušení spoje
Fig. 1: Cohesive mode of failure
Fig. 2: Adhesive mode of failure
Obr. 3: Vliv viskozity lepidla na adhezi lepidla k zdrsněnému povrchu skla [1]
Fig. 3: Effect of glue viscosity to the roughened glass surface [1]
Další důležitý faktor, který se při návrhu spoje musí zohlednit, je životnost lepidla a tím i celého spoje.
Životnost lepeného spoje závisí především na chemickém složení a na makromolekulární struktuře
lepidla. Mechanické vlastnosti lepeného spoje, které jsou závislé na samotné vrstvě lepidla i na
stykové ploše mezi lepidlem a lepeným materiálem, se mohou zhoršovat při vystavení spoje vlhkosti,
UV-záření a změnám teploty. UV-záření je primární příčinou poškození organických materiálů. Při
lepení skla, kterým UV-záření prochází, může docházet k porušení vnějších vrstev molekul lepidla a
tím k poškození adhezních sil mezi povrchem skla a lepidlem. Pro lepení skla se proto doporučuje
používat UV-odolná lepidla nebo problém s UV nestabilitou materiálu lepidla řešit primerovým UVodolným a nepropustným nátěrem lepeného povrchu.
Rozsah teplot, během kterých spoj musí být schopen přenášet zatížení, je další důležitý aspekt. Obecně
platí, že se zvyšující se teplotou se lepidla stávají méně tuhá a únosná. K porušení spoje dochází
- 70 -
odloupnutím vrstvy lepidla od podkladu (adhezně), protože adhezní síly se vlivem vysokých teplot
snižují. Naopak se snižující se teplotou se lepené materiály smršťují a tím dojde ke zvýšení tuhosti
celého spoje. Vrstva lepidla se při nízkých teplotách stane křehčí a náchylnější ke koheznímu porušení,
[2]. Během opakovaných změn teploty musí být vrstva lepidla dostatečně pružná, aby byla schopná
vyrovnávat rozdílné teplotní roztažnosti různých spojovaných materiálů, např. oceli a skla. Toho lze
dosáhnout použitím pružného lepidla s dostatečnou životností v optimální tloušťce vrstvy.
Vlhkost okolního prostředí může působit jak na vrstvu lepidla tak na lepený materiál. Polymerní
materiál lepidla může absorbovat vlhkost, tím dochází k objemovým změnám vrstvy lepidla. I když
jsou tyto objemové změny vratné, mohou vést k degradaci celého spoje. Vlhkost absorbovaná v
polymerním materiálu lepidla migruje na rozhraní lepidla a spojovaného prvku a může se zde hromadit
v mikrodutinách. Důsledkem tohoto opakovaného procesu je zhoršení adhezních sil lepidla ke
spojovanému materiálu. Vlhkost z okolního prostředí spoje také působí na lepený materiál včetně
stykových ploch spoje a může způsobovat jeho korozi a degradaci celého spoje.
EXPERIMENTY
Protože vlastnosti lepeného spoje jsou závislé nejen na výběru lepidla ale také na spojovaných
materiálech a jejich povrchových úpravách, byla první část experimentů zaměřena na chování
lepeného spoje ve smyku pro různá lepidla a pro různé materiály ve spoji. Zkušební tělesa byla
vyrobena pro spoj skla s běžnou ocelí, nerezovou ocelí, hliníkem, dřevem a sklem. Sklo bylo použito
jak bez povrchové úpravy (pouze očištěné a odmaštěné), tak s pískovaným povrchem s cílem
dosáhnout lepší adheze lepidla k povrchu skla. Do výběru lepidel byla zahrnuta lepidla poddajná
(jednosložkový a dvousložkový polyuretan), lepidlo polotuhé (dvousložkové lepidlo na bázi akrylátu) i
lepidla tuhá (UV-transparentní akrylátová lepidla). Lepidla poddajná a polotuhá byla aplikovaná v
tloušťce vrstvy 3 a 4 mm, transparentní UV-lepidla byla aplikovaná v tloušťce vrstvy 1 mm. Všechna
lepidla byla při výrobě zkušebních těles aplikována profesionálně v laboratoři firmy Sika CZ v Brně,
UV-lepidla v laboratoři firmy TGK ve Skalici u České Lípy. Pro výrobu všech zkušebních těles byly
použity certifikované technologie pro přípravu povrchů, aplikaci lepidla i vytvrzení UV-lepidel
pomocí UV-lampy. Zkoušky vzorků sklo – ocel, nerez a hliník byly provedeny dle schématu na obr. 4
v Kloknerově ústavu ČVUT Praha, zkoušky vzorků sklo-sklo a sklo-dřevo byly provedeny dle
schématu na obr. 5.
Výsledky zkoušek lepeného spoje na malých tělesech jsou shrnuty v grafech na obr. 8, 9, 10 a 11. V
grafech na obr. 8, 9 a 10 je porovnáno chování lepených spojů s použitím různých adherendů (sklo –
ocel, sklo – nerezová ocel, sklo – hliník a pískované sklo – ocel) včetně různé tloušťky vrstvy lepidla
(3 a 4 mm). Graf na obr. 11 znázorňuje chování lepeného spoje při použití hladkého povrchu skla a
pískovaného povrchu skla pro transparentní UV-lepidla.
Všechny vzorky spoje s jedno-komponentním polyuretanovým lepidlem SikaFlex 265 + Booster
dosahovaly průměrné hodnoty pevnosti 4 MPa s poměrným přetvořením při porušení průměrně 300 %.
Vzorky spoje s dvou-komponentním polyuretanovým lepidlem SikaForce 7550 dosahovaly průměrné
pevnosti 4,5 MPa s poměrným přetvořením při porušení cca 200 %. Většina vzorků obou
polyuretanových lepidel byla porušena kohezním způsobem, tj. byla vyčerpána kohezní pevnost
lepidla ve spoji, viz foto porušeného vzorku na obr. 1. Pískování povrchu skla nemělo žádný podstatný
vliv na únosnost spoje, protože adhezní pevnost lepidla byla i v případě hladkého povrchu skla vyšší
než jeho kohezní pevnost.
Zkušební tělesa s dvou-komponentním akrylátovým lepidlem dosahovala průměrné pevnosti 6 MPa při
poměrném přetvoření při porušení 100 – 150 %. Počátek porušení spoje byl pozorován převážně
postupnou ztrátou adheze na rozhraní sklo – lepidlo, nicméně celkový kolaps spoje ve většině případů
nastal až po překročení vnitřní soudržnosti lepidla v místech, kde ještě nenastala ztráta adheze. Tento
typ porušení lze klasifikovat jako kombinovaný adhezně – kohezní způsob a byl pozorován pouze u
zkušebních těles, která měla kontaktní plochu skla hladkou, očištěnou, odmaštěnou a s nátěrem
aktivátoru doporučovaným výrobcem lepidla. Vzorky, které měly kontaktní plochu navíc zdrsněnou
- 71 -
pískováním, dosahovaly únosnosti o cca 20% vyšší a k porušení docházelo pouze překročením vnitřní
soudržnosti lepidla (částečně adhezní porušení nebylo vůbec pozorováno). Proto lze konstatovat, že v
případě použití tohoto lepidla, pískování povrchu skla zvyšuje adhezi lepidla a tím lze dosáhnout
příznivějších hodnot únosnosti celého spoje.
exchangeable middle part
with glued glass specimens
adhesive layer
float glass
polyamide
setting blocks
Obr. 4: Zkušební sestava pro zatěžování lepeného spoje sklo - kov smykem
Fig. 4: Setup of the small-scale shear connection tests for metal to glass connection
vrstva lepidla / adhesive layer
plavené sklo / float glass
Obr. 5: Zkušební sestava pro zatěžování lepeného spoje sklo - sklo, event. sklo - dřevo,
smykem
Fig.5: Setup of the small-scale shear connection tests for glass to glass or glass to timber
connection
Zkušební tělesa složená ze skla a dřeva, byla také lepena výše zmíněnými třemi typy lepidel. U těchto
vzorků se ale kolaps neobjevil vlivem ztráty soudržnosti či adheze lepidla, ale porušením části vzorku
ze dřeva překročením jeho smykové pevnosti.
Zkušební tělesa s transparentními UV-lepidly (spoje sklo – sklo a pískované sklo – pískované sklo)
dosahovala únosností kolem 10 – 15 MPa s poměrným přetvořením při porušení cca 50 – 100 %.
Pískování nemá žádný podstatný vliv na únosnost tohoto typu lepeného spoje, protože převážně
docházelo k porušení skla překročením jeho pevnosti ve smyku současně s kohezním porušením ve
vrstvě lepidla.
- 72 -
SikaForce 7550
S235+sklo, 3 mm
S235+glass,3mm
S235+pískované sklo, 3mm
S235+sandblasted glass, 3mm
Al+sklo, 3mm
Al+glass, 3mm
nerez+sklo, 3 mm
stainless steel+glass,
3mm
S235+sklo, 4 mm
S235+glass, 4mm
poměrné přetvoření / strain [-]
smykové napětí / shear stress [MPa]
SikaFlex 265+ Booster
Al+sklo, 3mm
Al+glass, 3mm
nerez+sklo, 3 mm
stainless steel+glass, 3mm
S235+sklo, 4 mm
S235+glass, 4mm
S235+sklo, 3 mm
S235+glass, 3mm
Obr. 6: Pracovní diagram 1-komponentního
Obr. 7: Pracovní diagram
polyuretanového lepidla
2-komponentního polyuretanového lepidla
Fig. 6: Load – displacement diagram for
1-component polyurethane adhesive
Fig. 7. Load – displacement diagram for
2-component polyurethane adhesive
transparentní UV - lepidla
nerez+sklo, 3 mm
nerez+sklo, 4 mm
ocel+sklo, 3 mm
S235+glass, 3mm
Al+sklo, 3 mm
Al+glass, 3mm
S235+sklo, 4 mm
S235+glass, 4mm
SikaFast 5211
RiteLok UV50; pískované sklo
RiteLok UV50; sandblasted glass
RiteLok UV50; sklo+sklo
RiteLok UV50; glass+glass
Conloc 685; pískované sklo
Conloc 685; sandblasted glass
Conloc 685; sklo+sklo
Conloc 685; glass+glass
Obr. 8: Pracovní diagram
Obr. 9: Pracovní diagram transparentních
2-komponentního akrylátového lepidla
UV-lepidel
2-component acrylic adhesive
transparent UV curing adhesives
PŘIPRAVOVANÉ EXPERIMENTY
Druhá část experimentů je zaměřena na životnost lepeného spoje, vliv UV-záření, vlhkosti a změn
teploty. Druhá série zkušebních těles byla připravena pro stejné druhy lepidel i spojovaných materiálů
jako zkušební tělesa první série. V současnosti probíhá vystavení zkušebních těles laboratornímu
stárnutí. Vzhledem k tomu, že pro lepené spoje neexistuje žádný standardizovaný předpis, jak vystavit
spoj umělému stárnutí tak, aby zahrnoval účinek jak vlhkosti, vysokých teplot, mrazu i UV-záření, byl
zatěžovací cyklus převzat z ČSN 67 3090 "Stanovení odolnosti nátěrů na kovovém povrchu v
atmosférických podmínkách", [3]. Typický cyklus, znázorněný na obr. 10, zahrnuje 8-mi hodinové
vystavení vzorků střídavému působení UV-záření a sprchy demineralizovanou vodou po 20-ti
minutovém intervalu a teplotě 20°C (tj. podmínek ve weterometru) a následné 16-ti hodinové
vystavení mrazu -20°C nebo suchého tepla +80°C. Tato 24-hodinová část cyklu se 4x opakuje a je
zakončena 64 hodinovým kondicionováním (tj. působení teploty (20±2)°C a relativní vlhkosti vzduchu
(60±5)%). Celý cyklus se 9x opakuje a simuluje podmínky cca 5 let v exteriéru. Po ukončení
urychleného stárnutí bude zdokumentován stav spoje na úrovni viditelnosti lidského oka (např. vznik
trhlin na povrchu lepidla, změna zabarvení lepidla apod.) a zkušební tělesa budou vystavena
zatěžování smykem. Jejich chování pod rostoucím zatížením a hodnota smykové únosnosti bude
porovnána s výsledky experimentů z první etapy.
- 73 -
teplota / temperature[°C]
kondicionování po dobu 64 hod.
(teplota (20±2) °C a rel. vlhkost (60±5)%)
conditioning for 64 hours
(temperature (20±2) °C and rel. humidity (60±5)%)
čas / time [hod / hour]
Legenda:
vzorky ve weterometru
specimens in weterometer
vzorky vystaveny konst. teplotě bez působení
zvýšené vlhkosti a UV-záření
specimens in constant temperature and without
increased humidity or UV-radiation effect
Obr. 10: Cyklus umělého stárnutí
Fig. 10: Artificial ageing cycle
ZÁVĚR
Experimentálně zjištěná data o chování vrstvy lepidla (různých druhů lepidel) pod rostoucím
zatížením, včetně vlivu adheze lepidla k různým materiálům, tloušťky vrstvy lepidla a vlivu vystavení
spoje okolnímu prostředí, budou následně použita jako vstupní hodnoty pro vytvoření numerického
modelu spoje pro lepidlo v konkrétním spoji. Následné zobecnění výsledků experimentů i
numerických studií povede k ohodnocení vlivu adheze lepidla k různým materiálům, tloušťky vrstvy
lepidla a vlivu vystavení spoje okolnímu prostředí pro zjednodušené návrhové metody lepeného spoje
namáhaného smykem.
Zkušební sestava pro zatěžování lepeného spoje sklo - kov smykem byla tento rok podána jako
Funkční vzorek. Dokončení disertace se plánuje na konec roku 2012.
OZNÁMENÍ
Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem GAČR 103-08-
H066.
LITERATURA
[1] Weller B., Tasche S., Vogt I.: Bonded Joints of Adhesives with Higher Strength, International
Conference on Building Envelope Systems & Technology, Bath, 2007, pp 185-195
[2] Huveners E. M. P., van Herwijnen F.: Mechanical shear properties of adhesives, Glass
performance days, Tampere, 2007, pp 367 – 370
[3] ČSN 67 3090, Nátěrové hmoty, Stanovení odolnosti nátěrů na kovovém povrchu v atmosférických
podmínkách, ČSNI, 1991
- 74 -
PŘEDEPNUTÉ PRUTY Z NEREZOVÝCH OCELÍ
PRESTRESSED STAINLESS STEEL MEMBERS
Kateřina Servítová
Abstract
Architects always tend to suppress the visibility of supporting structures and to open the space. This
tendency is perfectly fulfilled by utilising subtle structural elements such as very slender prestressed
stayed columns. The continuous search for large span light structural systems has been one of the
major challenges for structural designers. The paper describes experimental and theoretical
investigation of extremely slender compression elements in the form of stayed columns made of
austenitic stainless steel.
Key words: Stainless steel structures, Prestressed structures, Prestressed stainless steel columns,
Prestressed stainless steel beams, Experimental analysis
ÚVOD
Předepnuté pruty jsou konstrukční prvky, které jsou vyztuženy předepnutými lany nebo tyčemi. Aby
se zvýšila jejich únosnost v tlaku, jsou lana nebo tyče uspořádány tak, aby došlo ke zkrácení vzpěrných
délek a tím pádem ke zvýšení únosnosti v tlaku. Použití nerezové oceli je velmi výhodné pro
bezúdržbové a vizuálně exponované konstrukce. Další výhodou použití předepnutých nerezových
prvků je snazší přeprava prvků a zhotovení stavby díky nižší hmotnosti konstrukce. To vše snižuje
konečné náklady na výstavbu. Pruty vzpínadlového charakteru a předepnuté vysokopevnostními
tyčemi nebo lany jsou moderním typem předepnutých konstrukcí. Předpínací prvky mohou být obecně
umístěny uvnitř (obr. 1a) nebo vně konstrukce (obr. 1b,c). Předepnuté vzpínadlové pruty mohou mít
jeden nebo více křížů se třemi nebo více rameny umístěnými kolmo k ose centrálního prutu.
a
b
c
Obr. 1: Tlačené pruty: a - s centrickým táhlem, b - s excentrickými táhly, c - s táhly ve
tvaru vzpínadla
Fig. 1: Compression members: a - with centric tie, b - with eccentric ties, c - with ties forming
a stayed column
PŘEDCHOZÍ VÝZKUM
V Brazílii byly provedeny zkoušky 12 m dlouhého prutu z uhlíkaté oceli. Zkoušený prut měl uprostřed
výšky umístěn čtyřramenný kříž s vyložením 0,6 m (obr. 2). Jako táhel bylo použito lan o průměru
6,35 mm. Mez pevnosti použité oceli prutu byla 380 MPa a 750 MPa u drátů lan. Experimentálně
určená únosnost v tlaku samotného prutu bez kříže s lany byla 10 kN, po přidání kříže s lany bez
- 75 -
předpětí se zvýšila na 20 kN a při použití předpětí o celkové velikosti 7,12 kN byla únosnost 25 kN
(test musel být předčasně ukončen) [1, 2].
Obr. 2: Nákres a rozměry ocelového sloupu [1, 2]
Fig.2: Steel column’s layout and dimensions [1, 2]
ÚVODNÍ ANALÝZY A NÁVRH EXPERIMENTU
V rámci disertační práce byly na FSv ČVUT provedeny zkoušky tří tlačených předpjatých nerezových
prutů, jejichž výška byla omezena možnostmi laboratoře. Navrženy byly pruty s délkou 5 m a jedním
čtyřramenným křížem uprostřed rozpětí. Pro návrh vzorků byla provedena studie významu hlavních
parametrů. Prosté a vzpěrné únosnosti byly vypočteny podle ČSN EN 1993-1-4 [3] jako
charakteristické hodnoty, kritické hodnoty pomocí softwaru SCIA ENGENIER 2009 ve 3D bez
předpětí (tab.1, 2). Byly vyšetřovány případy s různým vyložením kříže. Největší únosnost byla
vypočtena pro vyložení prutů kříže 0,5 m (tab. 1). Pro experiment však byla velikost vyložení
zmenšena na 0,25 m z důvodu očekávané praktické využitelnosti konstrukce (široké vyložení není
vhodné z dopravních ani estetických důvodů a víceméně ani z důvodů statických).
Tab.1: Únosnost a kritické zatížení v závislosti na velikosti kříže
Table 1: Resistance and critical load depending on cross size
velikost kříže
[mm]
kritické zatížení
SCIA ENGINEER [kN]
bez kříže
6,9
125
13,2
250
29,1
500
36,2
1000
33,0
2000
30,6
kritické zatížení - 1 půlvlna
[kN]
kritické zatížení - 2 půlvlny
[kN]
6,87
27,48
Únosnost prutu samozřejmě stoupá s rostoucím průměrem hlavního prutu (tab. 2). Pro zkoušení byla
použita trubka o průměru 50 mm, která má štíhlost L/r přibližně 300.
Tab.2: Kritické zatížení v závislosti na průměru hlavního prutu
Table 2: Critical load depending on diameter principal member
průměr / tloušťka
hlavního prutu
[mm]
únosnost
v prostém tlaku
[kN]
kritické zatížení - vzpěrná únosnost kritické zatížení - vzpěrná únosnost
prut bez kříže
- prut bez kříže
prut s křížem
- prut s křížem
[kN]
[kN]
250 mm [kN]
250 mm [kN]
20 / 2
26,01
0,37
0,33
3,60
30 / 2
40,46
1,37
1,20
11,10
7,18
40 / 2
54,92
3,41
2,91
22,80
13,13
50 / 2
69,37
83,82
6,87
5,69
29,10
16,67
60 / 2
12,11
9,76
35,10
20,09
70 / 2
98,27
19,52
15,26
42,75
24,13
80 / 2
112,72
29,45
22,31
52,95
29,03
90 / 2
127,17
42,28
30,99
66,00
34,73
100 / 2
141,62
58,39
41,29
82,35
41,18
- 76 -
2,61
PRUT PRO EXPERIMENT
Zkoušený prut (obr. 3) měl délku 5 m a byl vyroben z nerezové oceli 1.4301. Hlavní prut byl z trubky
o průměru 50 mm a tloušťce stěny 2 mm, ramena kříže s vyložením 0,25 m byla vyrobena z trubky o
průměru 25 mm a tloušťce stěny 1,5 mm. Jako táhla byla použita jednopramenná vinutá lana
Macalloy. Prut byl zkoušen ve svislé poloze a při zkoušce podepřen v podporách kloubově ve všech
směrech.
Obr. 3: Uspořádání a rozměry zkoušeného prutu
Fig. 3: Investigated columns layout and dimensions
METODY MĚŘENÍ
Pro zjištění deformací v průběhu zatěžování bylo použito tří metod pro kontrolu přesnosti výsledků:
relativní odporové snímače, zaměření totální stanicí a 3D skenování.
Relativní odporové snímače byli upevněné na zkušebním rámu (obr. 4). Snímače byly osazeny ve
dvou na sebe kolmých směrech (pro určení prostorové výchylky). Na konstrukci byla měřena
deformace v 7 bodech po délce prutu.
Obr. 4: Upevnění potenciometrů k prutu (vlevo) a ke zkušebnímu rámu (vpravo)
Fig. 4: Fixing the potentiometers to the column (left) and to the test frame (right)
Pro zajištění rovnoměrnosti a správné velikosti předpětí v lanech byly na napínácích lan a na konci
prutu (pouze u prvního zkoušeného vzorku) osazeny tenzometry, které byly předem kalibrovány pro
odčítání tahové síly.
3D skenování bylo použito pro měření počáteční deformace prutu i pro měření deformací v průběhu
zkoušky. Pro skenování byly vzorky předem opatřeny bílým matným nástřikem, aby nedocházelo ke
zkreslení měření vlivem lesku povrchu. Pro měření byl použit skenovací systém Leica HDS3000.
Přístroj byl postaven v bezpečné vzdálenosti a měření probíhalo z jednoho stanoviska. Měřené body
byly v pravoúhlé síti ve vzdálenosti asi 2 mm (obr. 5). Jedno měření trvalo asi 3 minuty a probíhalo po
každém zatěžovacím kroku. Před započetím první zkoušky byl změřen počáteční tvar prutu
prostorovým protínáním vpřed pomocí totální stanice. Po ověření přesnosti 3D skenování na prvním
vzorku bylo rozhodnuto ostatní vzorky nezaměřovat pomocí totální stanice.
- 77 -
Obr. 5: Síť bodů 3D skenování – pohled na upevnění potenciometru (vlevo) geometrická
aproximace osy prutu
Fig. 5: 3D scanning measured network - the fastening of potentiometers (left), geometric
approximation of column axis (right)
PRŮBĚH EXPERIMENTU
Vyrobeny byly 3 vzorky. Jeden ze vzorků byl zatěžován nejprve bez předpínacích lan a zatěžování
bylo ukončeno při větším nárůstu zatížení, aby mohl být prut po předepnutí použit k dalšímu
zatěžování. Ostatní zkoušky byly provedeny až do kolapsu. Zatěžování proběhlo v zatěžovacích
stupních po 2,5 kN (předepnuté pruty), popř. 1,25 kN (nepředepnutý prut). Po každém přitížení bylo
provedeno odlehčení na 0 kN. V průběhu zatěžování (obr. 6) došlo nejprve k uvolnění lan na straně
opačné ke směru vybočení, poté postupně deformace narůstala až do doby, kdy deformace rostla bez
dalšího přitěžování. Na závěr byla konstrukce odtížena.
0 kN
15 kN
0 kN
13,25 po 16,25 kN
Obr. 6: Průběh 3. experimentu
Fig. 6: Progress of experiment No. 3
- 78 -
0 kN
VÝSLEDKY EXPERIMENTŮ
Maximální dosažená únosnost prutu bez lan byla 7,04 kN a únosnost předepnutých prutů byla
17,75 kN, 14,93 kN a 16,23 kN (obr. 7). U druhého prutu byla únosnost snížena vlivem větší počáteční
deformace (naklonění prutu). Pouze u posledního prutu se podařilo zachytit sestupnou část zatěžovací
křivky. Výsledky lze porovnat s teoretickými hodnotami kritického zatížení, které pro vybočení
v jedné půlvlně činí 6,87 kN a pro dvě půlvlny 27,48 kN.
Obr. 7: Závislost maximální celkové deformace prutu na vnějším zatížení
Fig. 7: Maximal load - external deflection relationship
Prut vybočil podle předpokladu v „nejměkčím“ směru, tj. mezi osami kříže (obr. 8). Na vodorovné ose
je vyznačen průhyb ve středu rozpětí (s křížem) v mm.
Obr. 8: Maximální celková deformace prutu
Fig. 8: Maximum deflection of the column
Před zahájením zkoušek byla lana předepnuta tak, aby byla co nejvíce zmenšena amplituda
počátečního průhybu a prut byl víceméně přímý. Předpínací síly a amplituda průhybu byly měřeny a
- 79 -
budou použity jako vstupní data pro následné numerické analýzy. Z rozdělení tahových sil
v jednotlivých lanech (obr. 9) je patrný směr vybočení prutu (prut vybočil ve směru nejvíce tažených
lan).
Obr. 9: Závislost tahové síly v lanech na vnějším zatížení - vzorek 1 - 3
Fig. 9: Maximal load – tensile forces in cables relationship – sample 1 - 3
ZÁVĚR
Článek popisuje experimentální a teoretické zkoumání extrémně štíhlých tlačených prutů vyrobených
z austenitické nerezové oceli. Zkoušené pruty byly sestaveny z centrální trubky dlouhé 5 m, čtyř
příčných trubek umístěných do kříže uprostřed délky prutu a v případě vzpínadlového systému čtyř
předepnutých lan. Zkoušky byly provedeny v Experimentálním centru FSv ČVUT. Provedené zkoušky
prokázaly velké zvýšení únosnosti v tlaku v porovnání s prutem bez předpínacích lan. Numerická a
parametrická studie předepnutých prutů z nerezové oceli se připravuje.
Odevzdání disertační práce se plánuje na podzim 2012. Hodnotným výstupem výzkumu bude užitný
vzor a publikace v recenzovaném časopise.
OZNÁMENÍ
Tento výzkum je podpořen výzkumným grantem GAČR 103-08-H066.
LITERATURA
[1] Araujo R.R., Andrade S. A. L., Vellasco P. C. G., Silva J. G. S. a Lima L. R. O.: Structural
response of prestressed stayed steel columns, Stability and ductility of steel structures, Lisbon, 2006, s.
241-248
[2] Araujo R.R., Andrade S. A. L., Vellasco P. C. G., Silva J. G. S. a Lima L. R. O.: Experimental and
numerical assessment of stayed steel columns, Journal of Constructional Steel Research 64, 2008, s.
1020–1029
[3] ČSN EN 1993-1-4: Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí - Část 1-4: Obecná pravidla Doplňující pravidla pro korozivzdorné oceli, ČNI, Praha, 2008
- 80 -
ČÁSTEČNĚ OBETONOVANÉ PROFILY S POUŽITÍM TRNŮ MALÝCH PRŮMĚRŮ
PARTIALLY ENCASED COMPOSITE MEMBERS USING SMALL DIAMETER
SHEAR STUDS
Thi Huong Giang Nguyen
Abstract
The paper summarizes of results of push-out tests having shear headed studs with 10 and 13 mm
diameters and various qualities of concrete part. Also describes numerical investigation of a
composite partially encased member under combined bending and axial force. Behaviour of the
member with analysis of longitudinal shear between steel profile and encased concrete is investigated.
Key words: push-out test, small studs, composite partially encased member, longitudinal shear.
SOUHRN VÝSLEDKŮ
Na základě 12 protlačovacích vzorků se spřahovacími trny průměru 10 a 13 mm specifikace SD (DIN
32500), běžně dostupných na trhu ČR, byla stanovena jejich konzervativní charakteristická únosnost
PRk (pro trny Ø 10 mm PRk=29,6 kN, a pro trny Ø 13 mm PRk=37,5 kN) a tuhosti spřažení vhodné pro
návrh konstrukcí. Na základě experimentů bylo doporučeno považovat trny obou průměrů za tažné [1].
Návrh spřažení lze potom provádět s předpokladem plastického rozdělení smykové síly ve spřažení,
jsou-li splněny další podmínky podle Eurokódu 4 [2].
Následné numerické analýzy se týkají nosníku se zabetonovanou stojinou, uprostřed jejíž výšky jsou
pro spřažení umístěny trny těchto malých průměrů. Podle Eurokódu 4 se návrhový moment únosnosti
analyzuje za předpokladu tuhoplastické teorie, tzn. plasticky moment únosnosti průřezu vychází
z předpokladu plného smykového spojení. Neutrální osa prochází obetonováním i ocelovým profilem
[3]. Prováděné studie zahrnují ohýbané i kombinovaně ohýbané a tlačené průřezy. K vytvoření
nelineárního numerického modelu vyšetřovaných spřažených nosníků byl použit počítačový
programový balík Ansys, kde byly zavedeny charakteristiky vyšetřených trnů, popř. účinky tření mezi
ocelí a betonem. V současné době je zpracováván MKP model uvedeného spřaženého nosníku.
ZÁVĚR
Cíl disertační práce je zaměřen na rozšíření současných možností navrhování spřažených konstrukcí
podle Eurokódu 4 [2], který omezuje průměr spřahovacích trnů na 16-25 mm, o spřažení trny průměrů
10-13 mm. Dalším cílem je vyšetření aplikace těchto trnů na vybrané konstrukční prvky (zejména
širokopřírubové profily se zabetonovanou stojinou), jejich numerická nelineární analýza a vypracování
doporučení pro praktický návrh. Výsledky bude součástí disertační práce.
OZNÁMENÍ
Tento výzkum byl podpořen výzkumným grantem GAČR 103-08-H066.
LITERATURA
[1] Nguyen T.H.G.: Experimenty s trny malých průměrů. Sborník semináře doktorandů katedry
ocelových a dřevěných konstrukcí, ČVUT Praha, 2009, p. 14-17
[2] ČSN EN 1994-1-1 Navrhování spřažených ocelobetonových konstrukcí, Část 1-1: Obecná pravidla
a pravidla pro pozemní stavby. ČNI 2006
[3] Oehlers, D.J., Bradford, M.A.: Composite steel and concrete structural members: Fundamental
behaviour. Pergamon Press, Oxford. ISBN 0 08 041919 4, 1995
- 81 -
DLOUHÝ ŠROUBOVANÝ SPOJ PRVKŮ Z VYSOKOPEVNOSTNÍCH OCELÍ
LONG BOLTED JOINT OF HIGH STRENGTH STEEL MEMBERS
Václav Hatlman
Abstract
Behavior of long bolted joints of high strength steel members is described in this paper. High strength
steel belongs to the group of progressive materials nowadays. Not its excellent mechanical properties
only, but low costs of welding, transportation, assembly etc. as well make this material advanced for
near future. Knowledge of its behavior in structures is an essential condition for its use in civil
engineering.
Key words: high strength steel, bolt, joint, long bolted joint, force distribution
OBSAH DISERTAČNÍ PRÁCE
Disertační práce se zabývá vlivem materiálových vlastností na rozdělení sil na jednotlivé šrouby ve
dlouhém spoji. Za dlouhý spoj je považován spoj s alespoň 6 spojovacími prvky v řadě za sebou.
V disertační práci byl pro experimentální část vybrán dlouhý spoj, který obsahuje 10 nepředepnutých
šroubů M12 z materiálu 10.9. Plechy jsou vyrobeny z oceli S960. Byly provedeny zkoušky 7 vzorků z
toho 1 kalibrační a 6 navazujících.
Obr. 1: Numerický model dlouhého šroubovaného spoje
Fig. 1: Numerical model of long bolted joint
Následně byla provedena numerická analýza, jejíž výsledky byly porovnány se zkouškami. Byly
vytvořeny numerické modely s imperfekcemi, které vycházely z naměřených rozměrů a poté modely
s imperfekcemi dle normy pro výrobu ocelových konstrukcí.
AKTUÁLNÍ STAV DISERTAČNÍ PRÁCE A PŘEDPOKLÁDANÝ TERMÍN ODEVZDÁNÍ
V současné době jsou zpracovávány další numerické modely, které budou sloužit jako podklad pro
studii zobecňující výše uvedené výsledky. Termín odevzdání disertační práce je předpokládán v druhé
polovině roku 2011.
- 82 -
PŘÍPOJ S KRÁTKOU ČELNÍ DESKOU SE ZVÝŠENOU POŽÁRNÍ ODOLNOSTÍ
HEADER PLATE CONNECTION WITH IMPROVED FIRE RESISTANCE
Jiří Chlouba
Abstract
This paper summarizes the preparation of work on header plate connection with improved fire
resistance. Within the scope of this work four experiments were performed; one in room temperature
to determine the mechanical behaviour, other at elevated temperatures to study heat transfer and
temperature development in the connection. Experiments are supplemented by numerical modelling.
Key words: fire design, connections, fire test, temperature, fire resistance, heat transfer
EXPERIMENTY
Cílem disertační práce je návrh přípoje s čelní deskou se zvýšenou požární odolností. K dosažení
tohoto cíle jsou použita data z vlastních zkoušek provedených v laboratoři a z požárního experimentu
na skutečném objektu v Mokrsku. K rozšíření souboru dat slouží numerická modelace styčníku.
V rámci práce provedl autor tři vlastní experimenty a jeden další experiment byl součástí rozsáhlé
požární zkoušky na experimentální budově v Mokrsku [1]. Jeden autorův experiment byl proveden za
běžné teploty v laboratoři ÚTAM v Praze. Účelem tohoto experimentu bylo zjistit mechanické chování
nově navrženého přípoje za běžné teploty. Specifikem tohoto přípoje je zapuštění horní části čelní
desky do betonové desky, čímž je zabráněno přímému kontaktu případného požáru s horní řadou
šroubů. Další dva experimenty byly provedeny za zvýšené teploty v laboratoři PAVUS ve Veselí nad
Lužnicí. Při těchto experimentech byl zkoušeným prvkem ocelobetonový nosník na rozpětí 3,0 m,
který byl k podpůrné konstrukci připevněn pomocí nově navrženého přípoje s čelní deskou.
Konfigurace přípoje se v jednom případě přesně shodovala s experimentem za běžné teploty, v druhém
případě byla čelní deska přípoje navíc opatřena smykovou výztuhou. Účelem těchto zkoušek bylo
zjištění přestupu tepla a rozvoj teploty v přípojích a mechanické chování přípojů za zvýšené teploty.
Na experimentální část navazuje numerické modelování. Pro modelování přestupu tepla do konstrukce
byl využit program SAFIR. Byl vytvořen trojrozměrný model přípoje, který po kalibraci na základě
výsledků experimentů sloužil pro ověření analytického modelu rozvoje tepla v obetonované části
přípoje.
ZÁVĚR
Disertační práce je těsně před dokončením. Probíhá kontrola textu a grafická úprava. Předložení práce
k obhajobě je plánováno v průběhu června 2011. Hodnotnými výstupy z této práce jsou dva užitné
vzory a tři články v impaktovaných časopisech.
OZNÁMENÍ
Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen z projektu OC190 - Požárně
odolný styčník, projektem MŠMT č. 1M0579 - výzkumné centrum CIDEAS, z interního grantu ČVUT
č. CTU0701711 a také Nadací Františka Faltuse.
LITERATURA
[1] Wald F., Chlouba J., Uhlíř A., Kallerová P.: Temperatures During Fire Tests on Structure and its
Prediction According to Eurocodes, Fire Safety Journal, Issue 1/2009, p. 135-146, ISSN 0379-7112
- 83 -
IMPLEMENTACE NEKOVOVÝCH MEMBRÁN DO OCELOVÝCH KONSTRUKCÍ
NONMETALLIC MEMBRANES TO STEEL STRUCTURES IMPLEMENTATION
David Jermoljev
ÚVOD
Příspěvek popisuje stav rozpracovanosti disertační práce na výše uvedené téma. V současnosti je
zpracována písemná část ke státní doktorské zkoušce, obsahující také úvod do experimentální části a
základní příklad části teoretické. Práce se zabývá zejména dvěma oblastmi dotčené problematiky a to:
- stanovením vnitřních sil v konstrukci během její aktivace a za provozu,
- předpoklady pro korektní návrh ocelové konstrukce s integrovanou nekovovou membránou.
EXPERIMENTY
Experimenty související s tématem disertační práce lze zařadit do dvou hlavních skupin. První se týká
využití procesu měření vnitřních sil u tažených prvků konstrukcí v průběhu realizace rozdílnými
měřícími metodami u jednotlivých prvků, druhá se týká srovnávacích laboratorních měření shodného
prvku více metodami.
V první skupině se jedná zejména o měření tahové síly v předpínaných táhlech pomocí tenzometrů a
dále frekvenční metodou s event. kontrolou pomocí hydraulického zařízení. Tak bylo provedeno
měření tahové síly šikmých táhel svislého zavětrování haly terminálu M. R. Štefánika v Bratislavě. Z
naměřených dat byly vyhodnoceny následující závěry a doporučení:
pro frekvenční měření obdobných prvků jako při experimentu je vhodné vyhodnocení z druhé
a vyšších vlastních frekvencí a zprůměrování výsledků,
v oblasti lineárního chování tuhosti lze zanedbat útlum samotného prvku,
tenzometricky stanovené velikosti tahové síly odpovídá s velmi dobrou přesností síla
vypočtená z frekvenční analýzy pomocí vztahů pro prut s oboustranně vetknutými konci.
Do druhé skupiny patří laboratorní experiment měření tahové síly lana. Měření bylo provedeno
následujícími způsoby:
a) certifikovaným digitálním dynamometrem pro stanovení směrné hodnoty síly,
b) tenzometricky na vloženém ocelovém prvku,
c) měřícím zařízením pro lanové prvky PIAB RTM,
d) pomocí měření vlastních frekvencí akcelerometry.
Po vyhodnocení naměřených výsledků lze v porovnání se směrnou hodnotou síly konstatovat:
při měření tenzometry se vypočtená síla výrazně liší od směrné pro velmi nízké hodnoty
tahové síly (cca do 3% únosnosti prvku), pro vyšší hodnoty je rozdíl konstantní,
měření pomůckou PIAB je pro vyšší hodnoty tahové síly (cca od 5% únosnosti prvku) velmi
přesné, průměrná odchylka od směrné hodnoty síly vyšla 3,1%,
síla vypočtená z naměřené frekvenční analýzy dle strunové teorie má pro celý rozsah
zkušebního zatížení vrůstající odchylku. Síla vypočtená pouze z první vlastní frekvence
přibližně odpovídá směrné hodnotě síly pro tuze podepřený prvek, pro jednostranně pružně
podepřený prvek dosahuje odchylka značných hodnot. Síla vypočtená jako průměr z prvních
pěti vlastních frekvencí je u obou případů podepření prvku významně zpřesněna.
ZÁVĚR
Výstupy teoretické a experimentální části byly prezentovány na celostátní konferenci Ocelové
konstrukce a mosty 2009 a publikovány ve sborníku konference. Další příspěvky byly publikovány
v odborných časopisech Stavebnictví a Konstrukce. Poznatky jsou autorem a spolupracovníky
aplikovány při návrhu a realizaci konstrukcí v praxi. Dokončení disertace je plánováno v druhé
polovině roku 2012.
- 84 -
POLOTUHÉ STYČNÍKY KONSTRUKCÍ KROVŮ
SEMI-RIGID JOINTS OF ROOF STRUCTURES
Ondřej Jirka
Abstract
Bending stiffness in general sense plays an important role in computation of the global deformations
and force distribution of roofing timber frames. Developments in CNC wood-working technology of
timber members enable a revival of traditional timber connections without steel fasteners. This study is
focused on deformation, failure processes and bending stiffness of rafter-tie beam.
Key words: bending stiffness, failure processes, rafter, tie beam, dovetail
ÚVOD
Využití výpočetní techniky ve spojení se strojovým vybavením se rozvíjí dnes i u klasicky vázaných
konstrukcí, tedy u konstrukcí s tesařskými spoji. Díky stále dokonalejším obráběcím strojů je možné
vytvořit téměř jakýkoli spoj. Vzhledem k dokonalému provedení a přesnosti spojů lze použít jen
minimum spojovacích prostředků, což vyhovuje architektonickému řešení a požárně bezpečnostním
předpisům. Vzhledem k vysokým přesnostem ve zpracování pomocí moderních obráběcích strojů je
možné vytvořit přesné spoje, u kterých se příznivě projeví rotační tuhost [1]. Takovýto přístup může
vést k efektivnějším návrhům nových konstrukcí ale i u navrhovaných rekonstrukcí a oprav. Působení
dřeva, jeho deformace a způsoby porušení ve spojích tohoto typu však nejsou dostatečně rozpracované
a zřejmé. Proto byla provedena poměrně rozsáhlá experimentální analýza, která se tímto typem
tesařských spojů zabývala a na kterou navazuje numerická a analytická studie.
Obr. 1: Ověření ohybové tuhosti a smykové únosnosti vybraných styčníků
Fig. 1: Examination of bending and shear stiffness of some kinds of timber joints
ZÁVĚR
Připravovaná disertační práce vychází z experimentů, jež byly provedeny prof. Drdáckým v Ústavu
teoretické a aplikované mechaniky v Praze a též z experimentů na shodném typu styčníku strojově
vyráběném na moderních obráběcích přístrojích. Cílem práce je analýza chování vybraných tesařských
spojů a návrh zjednodušených výpočetních postupů s uvážením polotuhého chování styčníků. Je
rozpracována analytická i numerická studie. Předložení disertace se předpokládá koncem roku 2012.
LITERATURA
[1] Drdácký M., Wald F., Mareš J., Sokol Z.: Component Method for Historical Timber Joints, The
Paramount Role of Joints into Reliable Response of Structures, NATO Science Series, Series II, Vol.4
(ed. C.C. Banitopoulos, F. Wald). Kluwer Academic Publishers, Dordrecht, 2000, str. 417-425
- 85 -
POŽÁRNÍ ODOLNOST ŠROUBOVÉHO PŘÍPOJE TRAPÉZOVÝCH PLECHŮ
VYSTAVENÝCH POŽÁRU
FIRE RESISTANCE OF SCREWED CONNECTION OF THIN WALLED SHEETS
SUBJECTED TO FIRE SITUATION
Petra Kallerová
Abstract
The initial phase of heating of the trapezoidal sheet connected to load-bearing structure by selfdrilling screws is very important. Before the sheet is exposed to the critical temperature the ovalshaped holes are able to reduce the accrued forces from the thermal expansion. Double sheet above
the support prevents the pulling the head of the screw through the crack in the sheet.
Key words: fire resistance, connection, trapezoidal sheet, self-drilling screw, oval-shaped hole
EXPERIMENTY
Cílem disertační práce je navrhnout opatření pro přípoje trapézových plechů vystavených požáru, která
zajistí zvýšení požární odolnosti střešních plášťů s trapézovými plechy. U trapézových plechů
připevněných k nosné konstrukci pomocí samovrtných šroubů je rozhodující počáteční fáze požáru,
kdy na šrouby působí síly způsobené tepelnou roztažností plechu. Požární odolnost konstrukce závisí
na únosnosti přípojů v podporách a na schopnosti podporující konstrukce přenášet tyto síly. Pokud
dojde k porušení přípoje, trapézový plech je schopen dále přenášet působící zatížení už jen díky
momentové únosnosti. S rostoucí teplotou momentová únosnost plechu klesá a může tak dojít ke
kolapsu konstrukce. Pokud nedojde k porušení šroubového přípoje v počáteční fázi požáru, na přenosu
zatížení se podílí velkou měrou vláknové působení. Požární odolnost konstrukce je proto možné zvýšit
oválnými otvory v plechu nebo zdvojením plechu nad podporou. Oválné otvory umožní volný posun
plechu od teplotní roztažnosti, tzn. že dojde k redukci velkých sil působících na přípoj. Vložením
pruhu plechu po celé délce podpory se zabrání vyvlečení hlavy šroubu ze vzniklé trhliny v plechu [1],
[2].
Na základě provedených zkoušek byly odvozeny hodnoty redukčních součinitelů únosnosti (kb,PK) a
tuhosti (kT,PK) šroubových přípojů tenkých plechů a hodnoty redukčních součinitelů smluvní meze
kluzu (kp,0,2,PK) za zvýšených teplot. Tyto hodnoty jsou potřebné pro předpověď síly působící na
šroubový přípoj při požáru. Pokles meze kluzu trapézových plechů ovlivněných požárem (teplota
1100°C) po jejich vychladnutí na běžnou teplotu je 44%.
ZÁVĚR
Disertační práce je těsně před dokončením. Předpokládaný termín odevzdání je konec července 2011.
Hodnotnými výstupy práce jsou dva užitné vzory a článek publikovaný v recenzovaném časopisu.
OZNÁMENÍ
Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl finančně podpořen MŠMT 1M0579
v rámci činnosti pro výzkumné centrum CIDEAS, Nadací Františka Faltuse, interním grantem
CTU0702011 a grantem GAČR 103/08/H066.
LITERATURA
[1] Sokol Z., Wald F., Kallerová P.: Design of Corrugated Sheets Exposed to Fire, Steel and
Composite Structures, ISSN 1229-9367, p. 231-242, 2008
[2] Kallerová P., Sokol Z., Wald F.: Connections of Trapezoidal Sheets under Fire, Acta Polytechnica
49/1, ISSN 1210-2709, p. 82-86, 2009
- 86 -
POŽÁRNÍ ODOLNOST SPŘAŽENÉHO STROPU S OCELOBETONOVÝM
NOSNÍKEM S VLNITOU STOJINOU A OCELOBETONOVÉ DESKY
FIRE RESISTANCE OF COMPOSITE FLOOR WITH STEEL-CONCRETE BEAM
WITH CORRUGATED WEB AND STEEL-CONCRETE SLAB
Petr Kyzlík
ÚVOD
V současnosti je připravena úvodní část disertační práce, která obsahuje přehled současného stavu
problematiky. Shrnutí se zabývá teorií boulení štíhlé rovinné a vlnité stojiny, analytickým výpočetním
modelem spřaženého ocelobetonového nosníku za běžné teploty i za zvýšené teploty při požáru a
požární odolností betonového stropu v ohybovém a membránovém působení.. Hlavní myšlenkou je
vyšetření požární odolnosti ocelobetonového stropu jako celku, včetně přechodu různých druhů
působení v důsledku degradace únosnosti jednotlivých částí konstrukce vlivem zvýšené teploty při
požáru. V práci je uvedena zjednodušená metoda SCI
Práce byla podkladem pro písemnou část státní doktorské zkoušky, která byla složena 11. ledna 2011.
Na základě připomínek a podnětů zkušební komise byly v rozpracované disertační práci připraveny
následující změny:
-rozšíření teoretické části o smykovém boulení rovinné a vlnité stojiny,
-doplnění analytického výpočetního modelu o numerickou studii chování nosníku ve smyku.
EXPERIMENTY
Základem experimentální části disertační práce jsou poznatky získané při požární zkoušce v Mokrsku,
provedené 18. září 2008. Spřaženým ocelobetonovým nosníkům s vlnitou stojinou byla věnována
čtvrtina experimentálního objektu o rozměrech 9 x 6 m. V této části byly umístěny dva nechráněné
spřažené nosníky s vlnitou stojinou o rozpětí 9 m, jeden jako hlavní vyšetřovaný nosník (CS2), druhý
pro porovnání naměřených údajů (CS3). Během řízeného požáru byly měřeny a zaznamenávány tyto
údaje:
-časový vývoj teploty plynů v okolí nosníku,
-časový vývoj teploty dolní a horní pásnice a stojiny nosníku, teploty v betonové desce,
-časový vývoj svislých a vodorovných deformací.
Podkladem pro chování ocelové části nosníku je od výrobce získaná požární zkouška prostého nosníku
s vlnitou stojinou, která se uskutečnila ve státní zkušebně v Linci. Na rozdíl od předešlého
experimentu nešlo o spřažený nosník. Zkoušky velmi dobře na mírně zmenšeném modelu popisují
smykové porušení nosníku působením zvýšených teplot. Uložení nosníku odpovídá klasické požární
zkoušce v laboratoři a skutečné působení při jeho umístění v konstrukci bude třeba vyjasnit numericky.
Po zpracování výsledků z experimentu v Mokrsku bylo provedeno jejich porovnání s analytickým
modelem. Naměřené výsledky ukazují s výpočty dobrou shodu v předpovědi okamžiku kolapsu vlnité
stojiny způsobeném smykem i kolapsu nosníku způsobeném ohybem.
ZÁVĚR
Průběžné výsledky teoretické a experimentální části byly prezentovány na Československé konferenci
Ocelové konstrukce a mosty 2009 v Brně. Dále byl publikován článek v časopise Konstrukce.
Příspěvek o řešení problematiky byl na konferenci Eurosteel 2011 v Budapešti přijat k ústní
prezentaci. Příspěvek do impaktovaného časopisu Fire Technology je rozpracován. Dokončení
disertační práce se předpokládá koncem roku 2011.
- 87 -
HYBRIDNÍ NOSNÍKY ZE SKLA A OCELI
HYBRID STEEL-GLASS BEAMS
Michal Netušil
Abstract
New highly transparent hybrid beams composed from steel flanges and glass web assembled together
by polymer adhesive were developed with respect to architectural, static-structural and fabrication
criteria. During the last year, whole project and author’s PhD thesis graduated with 11 full-scale tests
of hybrid beams with the span of 4 m, subjected to 4-point bending until damage of the glass web. 2
useful adhesives and 2 different details of connection came out from previous long-term research of
adhesives and their behaviour in area connection. Results of all experimental and analytical studies
were supported by FE analysis and design guide was formulated.
Key words: hybrid steel-glass beam, polymer adhesive, designing
DISERTAČNÍ PRÁCE
Během uplynulého roku vyvrcholil víceletý výzkum autora v oblasti hybridních nosníků ze skla a
oceli. Tyto nosníky se skládají ze skleněné stojiny, ocelových pásnic a lepeného spoje, který oběma
prvkům zajišťuje polotuhé smykové spojení a vytváří tak kompozitní systém. Bylo provedeno celkem
11 experimentů nosníků o rozpětí 4 m, zatížených dvojicí sil až do porušení, viz obr.1. Pomocí
výsledků předchozích dlouhodobých výzkumů lepidel a jejich chování v plošném spoji byla zvolena 2
lepidla, která splňovala všechna kriteria jejich užití jako klíčového prvku v hybridním nosníku. Pro
spojení skleněné stojiny a ocelových pásnic byl zvolen přímý lepený spoj a také přípoj do pomocného
U-profilu, kde skleněná stojina byla uložena na polyamidové lože a lepena po stranách panelu.
Obr. 1: Zkouška hybridního nosníku (vlevo: před experimentem, vpravo: po destrukci)
Fig. 1: Experiment of hybrid beam (left: before testing, right: after damage)
V případě akrylátového lepidla a přípoje do U-profilu dosahovala maximální síla uprostřed rozpětí
před porušením nosníku 140 kN. Výsledky experimentů posloužily také k vytvoření analytické metody
výpočtu rozdělení napětí po průřezu hybridního nosníku. Známá Möhlerova metoda byla
modifikována, aby zahrnovala také proměnnou smykovou tuhost lepeného spoje během zatěžování.
Disertační práce autora je v konečné fázi rozpracovanosti, její náplní je čtyřletý výzkum autora
v oblasti lepených spojů, jejich chování, rozdělení napjatosti a numerického modelování. Hlavním
cílem jsou potom vlastní hybridní nosníky a metoda popisu jejich chování, bezpečného a
ekonomického návrhu na účinky krátkodobého zatížení. Termín odevzdání práce je stanoven na červen
2011. Práce vznikla za podpory projektu RFSR-CT-2007-00036 INNOGLAST a byla podpořena také
z prostředků Nadace Františka Faltuse. Hybridní nosníky s oběma typy zkoušených přípojů stojiny a
pásnice byly Úřadem průmyslového vlastnictví České republiky v roce 2011 zapsány jako užitné
vzory.
- 88 -
DŘEVĚNÉ PROSTOROVÉ KONSTRUKCE
TIMBER SPACE STRUCTURES
Jiří Skopalík
Abstract
The project is focused on research of glue laminated timber dome structures, especially using the very
simple joints. The construction of investigated timber dome is composed from two layers. The single
beams are made from the glue lam timber in dimensions of 60 by 60 mm. The square profile is
composed from the six pine lamellas. Single layers are against each other’s turned about 90 degrees.
Intersections of the beams are joined by special joints and form such rigidity grid.
Key words: space structures, dome, timber, lamella, joint
ÚVOD
Prostorové konstrukce působí v celém prostoru jako jednolitý celek [1], ve kterém se na únosnosti celé
konstrukce podílejí všechny prvky a též jednotlivé spoje. Proto se připravovaná disertační práce
zaměřuje na analýzu působení tohoto typu spojení jednotlivých prvků dřevěných konstrukcí. Práce se
soustředí na analýzu spojů z obr. 1 a jejich využití pro prostorové konstrukce typu Gridshell [2].
4,5m
Obr. 1: Numerický model styčníku a kopule.
Fig. 1: Numerical model of the joint and the dome.
ZÁVĚR
Autor provedl všechny naplánované zkoušky fyzického modelu styčníku z obr. 1 a modelu konstrukce
kopule v měřítku 1:1. Numerický model styčníku byl vytvořen v programu Abaqus 6.10-1 a model
kopule v programu Scia Engineer 2009.0. Oba modely byly úspěšně zkalibrovány s výsledky
experimentů. Aplikace analytického modelu na navržený styčník a parametrická studie navrženého
styčníku jsou v rozpracovaném stádiu. Předložení disertace se předpokládá začátkem roku 2012.
LITERATURA
[1] Harris, R., Kelly, O.: Gridshell – an Innovation in Timber Design, Institution of Civil Engineers,
Civil Engineering Journal, 2003, pp. 16-17
[2] Chilton J.: Space Grid Structures, Architectural Press, 2000
- 89 -
STYČNÍKY OCELOVÝCH KONSTRUKCÍ S PŘERUŠENÝM TEPELNÝM
MOSTEM
STEEL END-PLATE CONNECTIONS WITH THERMAL BARRIER
Zuzana Šulcová
Abstract
The theme of the thesis is the construction of a bolted end-plate connection with a thermal-insulating
layer which has not only the function of thermal insulation but also the bearing function with respect
to its compression and shear resistance. The prediction of mechanical behaviour of the connection is
based on component method. The design model is developed and checked by experiments and FE
simulation.
Key words: end-plate connection, thermal barrier, thermal-separation, intermediate layer, component
method
ÚVOD
Cílem disertační práce je vývoj šroubovaného ocelového styčníku s přerušeným tepelným mostem
pomocí vložené desky z tepelně izolačního materiálu a vytvoření analytického modelu takového spoje
pro předpověď jeho chování v konstrukci. Pro teoretické řešení styčníku je zvolena metoda komponent
a výsledky jsou ověřeny na experimentech a numerických modelech metodou konečných prvků.
DOSAŽENÉ VÝSLEDKY DISERTAČNÍ PRÁCE
V disertační práci byl navržen tepelně izolační šroubovaný spoj s vloženou izolační deskou, která má
nosnou a tepelně-izolační funkci. Pro tepelně izolační vrstvu byl zvolen technický plast Erthacetal H.
Po prostudování možností modelování navrženého spoje byl zvolen analytický model založený na
metodě komponent. Během uplynulých let se uskutečnilo 12 zkoušek komponenty izolační deska
v tlaku, na jejichž základě byly vytvořeny analytické vztahy pro její popis. Experimentálně změřené
deformace komponenty byly ověřeny na numerickém modelu zkoušek s komponentou. Byl sestaven
analytický model tepelně izolačního spoje dvou ocelových nosníků a metodou komponent byly
vypočteny jeho hlavní charakteristiky. Teoreticky získané hodnoty byly ověřeny třemi experimenty
s tepelně izolačním spojem v konstrukci a numerickým modelem spoje v programu ANSYS. Pro
aplikaci nových poznatků byl vyroben vzorový řešený příklad tepelně izolačního přípoje ocelového
nosníku ke sloupu a vznikla sada příkladů použití tepelně izolačního spoje v konstrukci ocelové haly.
Navržené řešení eliminace tepelných mostů v konstrukcích je chráněno dvěma užitnými vzory,
„Tepelně izolační styčník mezi dvěma ocelovými nosníky“ a „Tepelně izolační šroubovaný spoj mezi
nosníkem a sloupem“.
ZÁVĚR
V disertační práci byl vyvinut a popsán tepelně izolační šroubovaný ocelový styčník. Disertační práce
bude předložena k obhajobě na počátku června 2011.
OZNÁMENÍ
Práce vznikla s podporou grantu COST C25 OC09065 Metoda komponent pro spoje bez tepelných
mostů.
- 90 -
ČÁSTEČNÉ SMYKOVÉ SPOJENÍ OCELOBETONOVÝCH NOSNÍKŮ
Z MATERIÁLŮ VYŠŠÍCH PEVNOSTÍ
PARTIAL SHEAR CONNECTION OF COMPOSITE STEEL AND CONCRETE
BEAMS MADE OF HIGHER PERFORMANCE MATERIALS
Ivan Tunega
Abstract
Composite beam made of high strength steel and high performance concrete is a new member which
can be very convenient in case of insufficient construction space. Current design standards do not
provide sufficient information for structural use of such elements. One of question to be investigate is
behaviour of composite beams with partial shear connection.
Key words: high performance concrete, composite beam, shear connector, partial connection.
ÚVOD
Vhodný výběr materiálů může významně přispět k hospodárnosti stavební konstrukce. Kombinace
vysokohodnotných materiálů v konstrukcích nachází uplatnění zejména v případech omezeného
stavebného prostoru. Vysokohodnotné materiály zvyšují zpravidla odolnost konstrukce proti působení
vnějších vlivů. Cílem autorova výzkumu bylo ověřit popř. doplnit návrhové postupy pro uplatnění
spřažených nosníků z oceli vyšší pevnosti a vysokohodnotného betonu v konstrukcích.
Obr. 1: Numerický model protlačovací zkoušky.
Fig. 1: Numerical model of push-out test.
ZÁVĚR
Byly provedeny všechny naplánované zkoušky modelu ohýbaného nosníku s částečným smykovým
spojením a doplňkové protlačovací zkoušky. Zkoušky byly zaměřené na chování spřahovacího trnu v
desce z vysokohodnotného betonu. V současné době je kalibrován model působení trnu v protlačovací
zkoušce dle parametrů získaných experimentálním výzkumem (obr. 1). Dále je připravován komplexní
numerický model ohybové zkoušky nosníku s využitím autorových poznatků a závěrů vědeckých
studií jiných odborných pracovišť [1]. Připravovaná disertační práce bude doplněna o výsledky
numerické analýzy a porovnání numerické a experimentální analýzy chování těchto nosníků.
Předložení disertace je plánováno na rok 2012.
LITERATURA
[1] Queiroz, F.D., Vellasco P.C.G.S., Nethercot D.A.: Finite element modeling of composite beams
with full and partial shear connection, 2006
- 91 -
ŠROUBOVANÉ SPOJE NOSNÝCH KONSTRUKCÍ ZE SKLA
BOLTED CONNECTIONS OF GLASS STRUCTURES
Radim Vencl
Abstract
This paper describes bolted connections of glass structures. The research was based on
experimental investigation of 1 or 2 bolts in the row loaded by shear force and numerical
modelling by finite elements method including all involved parameters, calibration of results
and parametrical studies. For description of the force distribution around the bolts
photoelastic analysis was used.
Key words: bolted connections, steel splices, photoelastic method
EXPERIMENTY A NUMERICKÁ ANALÝZA
Byly provedeny experimenty pro skleněný vzorek s jedním a se dvěma otvory v řadě za sebou. Pro
vyšetřování napjatosti a přerozdělení vnitřních sil na jednotlivé šrouby byla použita
fotoelasticimetrická metoda a tenzometrické měření. Celkem bylo vyšetřováno 10 zkušebních vzorků
s jedním a 10 zkušebních vzorků se dvěma otvory v řadě za sebou. Následně byly ve výpočetním
programu ANSYS 11.0 vytvořeny numerické modely, které byly verifikovány na základě provedených
experimentů. Byla provedena parametrická studie pomocí ověřených numerických modelů pro různé
vstupní parametry (materiál přechodového pouzdra, osová vzdálenost šroubů, průměr šroubů,
excentricita v umístění otvorů).
Obr. 1: Numerický model - 2 šrouby v řadě za sebou, různá osová vzdálenost
Fig. 1: Numerical model - 2 bolts in the row, different distance between axes
DISERTAČNÍ PRÁCE
Autor má disertační práci připravenu k odevzdání. Výsledky disertační práce potvrdily možnost
použití šroubů pro spoje nosných konstrukcí ze skla. Na základě experimentů bylo prozkoumáno
rozdělení napětí v okolí otvoru šroubu. Rozhodující pro návrh tohoto typu spoje je tahové napětí v řezu
kolmém na směr působící síly, protože pevnost skla v tahu je násobně menší než pevnost skla v tlaku.
Únosnost těchto spojovacích prostředků je poměrně malá. Na rozdíl od spojů v ocelových
konstrukcích zde vždy rozhoduje otlačení mezi spojovacím prostředkem, resp. vložkou a samotným
sklem. Navíc má na přenos sil do skupiny šroubů významný vliv výrobní technologie. I malé
nepřesnosti při vrtání otvorů pro spojovací šrouby vedou k nerovnoměrnému přerozdělení vnitřních sil
na jednotlivé šrouby a tím i ke snížení únosnosti celého spoje.
Práce vznikla za podpory výzkumného záměru CEZ MSM VZ 6840770001.
- 92 -

sborník - Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí

Transkript

Podobné dokumenty

Teoretické podklady