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 14.9.2010
Editoři: J.Studnička a M.Vovesný
Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí 2010
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 000-00-00-00000-0
-2-
OBSAH
Jiří Studnička:
Nadace Františka Faltuse ............................................................ 4
Jan Bednář:
Požární odolnost kompozitní stropní desky ................................ 8
Tomáš Brtník:
Svary prvků z vysokopevnostních ocelí.................................... 10
Martin Charvát:
Spřažené ocelobetonové tenkostěnné nosníky .......................... 12
Jan Pošta:
Nedestruktivní zkoušení dřevěných prvků in-situ .................... 14
Radek Pošta:
Vyztužené válcové ocelové skořepiny za vysoké teploty ......... 16
Jan Psota:
Plechobetonová mostovka......................................................... 18
Štěpán Thöndel:
Ocelobetonový nosník s vysokou žebrovou deskou ................. 20
Martin Vovesný:
Mostovkový panel z vyztužených polymerů ............................ 22
Tomáš Fremr:
Analýza zbytkové únosnosti a robustnosti hybridních nosníků ze
skla a oceli................................................................................. 24
Klára Machalická:
Lepené spoje konstrukcí ze skla namáhané smykem ................ 28
Kateřina Servítová:
Chování předepnutých prutů z nerezových ocelí ...................... 32
Michal Netušil:
Experimentální a numerická analýza hybridních nosníků ze skla
a oceli ........................................................................................ 36
Thi Huong Giang Nguyen: Spřažení trny malých průměrů .................................................. 42
Michal Strejček:
Chování komponenty stěna sloupu ve smyku za zvýšené teploty
– experimentální a numerická studie ........................................ 48
Jiří Žižka:
Patní deska s trny ...................................................................... 54
-3-
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 2009
Schůze Správní rady a Dozorčí rady k uzavření roku 2009 proběhla 26. března 2010. Byla
schválena Výroční účetní uzávěrka za rok 2009 a Výroční zpráva za rok 2009. Dozorčí rada
předložila svoji Výroční zprávu za rok 2009. Výroční zprávu otiskujeme dále.
1.1 Hospodaření Nadace v roce 2009
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 31.12.2008 byl 1 495 346,35 Kč, stav
k 31.12.2009 je 1 674 624,19 Kč.
1.2 Činnost Nadace v roce 2009
Sedmá výzva k předložení žádostí studentů postgraduálního studia o podporu byla
zveřejněna 5.1.2009. Na výzvu se s žádostí o příspěvek přihlásili Ing. Jana Egrtová a Ing.Jiří
Jirák a byla jim poskytnuta podpora na dokončení disertace 2 x 15 000,- Kč, takže bylo
vyplaceno celkem 30 000.- Kč.
Pro studenty bakalářského i magisterského studia a pro pomocné vědecké síly katedry
ocelových konstrukcí bylo dne 6.5.2009 uspořádáno Kolokvium Františka Faltuse. Účast na
kolokviu byla z prostředků Nadace FF dotována finanční odměnou 2000.- Kč pro každého
účastníka. Celkem se zúčastnilo 5 studentů a bylo jim tudíž vyplaceno 10 000.- Kč.
Postgraduální studenti katedry vystoupili na dvoudílném Semináři doktorandů dne 17.3. a
9.9.2009 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 11 studentů, takže
bylo vyplaceno celkem 44 000,- Kč. Pomocnému editorovi sborníku Ing.M.Netušilovi byly
za přípravu textu vyplaceny 3000,- Kč. Za vytištění sborníku bylo zaplaceno 13 391,31 Kč.
Celkové výdaje za seminář tudíž činily 60 391,31 Kč.
Diplomantům katedry ocelových konstrukcí (magisterské studium), kteří obhájili práci
z oboru ocelových konstrukcí s hodnocením A, bylo vyplaceno 2 000,- Kč. Takto obhájilo
-4-
v lednu 2009 celkem 8 studentů a v červnu 2009 celkem 4 studenti, takže na těchto
odměnách bylo vyplaceno celkem 24 000,-Kč.
Pro studenty bakalářského studia byla zakoupena skripta v celkové ceně 67 962,-Kč.
Ve prospěch studentů katedry tak bylo v roce 2009 vynaloženo celkem 192 353,31.- Kč.
Provozní náklady Nadace se v roce 2009 omezily pouze na úhradu účetní práce s přípravou
daňového přiznání (5 950,-Kč) a úhradu ze vedení účtu v Komerční bance (4 298.-Kč).
Výnosy z úroků činily 8 879,15 Kč. Všichni členové Správní a Dozorčí rady se zřekli
nároku na odměnu.
Předsedou Správní rady byly i v roce 2009 osloveny firmy z oblasti stavebních ocelových
konstrukcí s žádostí o dary Nadaci. Žádosti se setkaly s příznivou odezvou a během roku
2009 tak bylo shromážděno 373 000.- Kč, za což patří všem dárcům velké díky.
V Praze 26. března 2010
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 2009
Stav nadačního jmění k 31.12.2008:
1 495 346,35 Kč
Dary v roce 2009
Seznam finančních darů NFF dle výpisu z účtu:
Datum
21.1.2009
21.1.2009
21.4.2009
3.9.2009
3.9.2009
4.9.2009
8.9.2009
10.9.2009
15.9.2009
16.9.2009
16.9.2009
16.9.2009
18.9.2009
21.9.2009
22.9.2009
23.9.2009
2.10.2009
12.10.2009
15.10.2009
15.10.2009
dar
15 000,00
15 000,00
20 000,00
20 000,00
30 000,00
10 000,00
10 000,00
20 000,00
10 000,00
10 000,00
20 000,00
20 000,00
10 000,00
10 000,00
15 000,00
20 000,00
10 000,00
10 000,00
5 000,00
20 000,00
-5-
dárce
Ing.Žižka Jiří
Ing.Žižková Jana
anonym
SGB HUNNEBECK
VALBEK
EXCON
Kovové profily
Siemens VAI Metals Technologies
MALCON
SUDOP Praha
SAM Silnice a mosty
Metroprojekt
EUROVIA SOK
ALLCONS
RUUKKI CZ
MCE Slaný
SKÁLA a VÍT
SMP
Ing Software Dlubal
VPU DECO Praha
2.11.2009
26.11.2009
27.11.2009
14.12.2009
21.12.2009
22.12.2009
celkem
20 000,00
10 000,00
10 000,00
20 000,00
10 000,00
3 000,00
373 000,00
Vyplaceno přímo studentům
Tisk sborníku
Skripta
111 000,00
13 391,31
67 962,00
Ve prospěch studentů celkem
192 353,31
Náklady
Úhrada za účetní práce
Poplatky bance
5 950,00
4 298,00
Náklady celkem
10 248,00
Výnosy = úroky
8 879,15
Stav nadačního jmění k
31.12.2009
Z toho:
- na termínovaném vkladu
- na běžném účtu
Metrostav
LINDAB
MOTT MACDONALD
CKAIT
Matějka Engineering
INDBAU
1 674 624,19
1 283 580,62
391 043,57
3. Zpráva Dozorčí rady
Výroční zpráva Dozorčí rady Nadace Františka Faltuse ze dne 26.3.2010 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 2009 odpovídají
statutu Nadace.
V Praze 26.3.2010
Doc.Ing.Tomáš Rotter, CSc., předseda dozorčí rady
Prof.Ing.Josef Macháček, DrSc., člen
Ing.Emil Steinbauer, člen
-6-
4. Krátký životopis F.Faltuse
Dlouholetý profesor ČVUT a nejznámější postava ocelových konstrukcí Československa
druhé poloviny dvacátého století František Faltus se narodil 5.1.1901 českým rodičům ve
Vídni. Tam také vystudoval střední školu a v roce 1923 s vyznamenáním i Technickou
univerzitu.
Po studiích nastoupil u projekční firmy Waagner Biro, kde se zapojil do projektování mostu
přes Dunajský kanál. Přitom v roce 1925 také získal na TU Vídeň doktorát za disertační
práci „Příspěvek k výpočtu staticky neurčitých konstrukcí“ (Beitrag zur Berechnung
statisch unbestimmter Tragwerke).
V roce 1926 se mladý Dr. Ing. Faltus přemístil z Vídně do Plzně, kde nastoupil zaměstnání v
konstrukci Škodových závodů. Jako velmi inspirující se pro F.Faltuse ukázala účast na první
přípravné schůzi tehdy zakládané inženýrské organizace IABSE v Curychu v roce 1926, kde
se velká pozornost věnovala tehdejší novince ve spojování ocelových konstrukcí, svařování
elektrickým obloukem. Dr.Ing. Faltus rozpoznal význam novinky i pro praxi stavebních
ocelových konstrukcí a po návratu z Curychu inicioval ve Škodovce rozsáhlé výzkumné
práce na poli svařování, nejprve související se svařováním tzv. prolamovaných nosníků. Po
zdokonalení praktického svařování byl u zrodu tehdy ve světě největšího celosvařovaného
příhradového mostu s rozpětím 49,6 m postaveného v areálu Škodovky v Plzni, který byl
dohotoven v roce 1931. Toto rozpětí bylo za dva roky překonáno 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.
-7-
POŽÁRNÍ ODOLNOST KOMPOZITNÍ STROPNÍ DESKY
FIRE RESISTANCE OF COMPOSITE FLOOR SLAB
Jan Bednář
Abstract
The doctoral thesis will focus to the behaviour of the slab exposed to elevated temperature during fire.
The work will be based on the current published knowledge of the steel to concrete or timber
to concrete composite slabs at high deflection in fire. The experiments with composite beam and slab
in laboratory and FE simulation allow to prepare an analytical model for prediction of the major
stages of behaviour the initialisation of the plastic yield lines, its development and full advance
development of membrane behaviour, its progress and the achievement of the ultimate limit state
including the boundary conditions. The current generation of materials will be taken into account, the
fibre concrete, the high strength steel and the glue laminated timber.
Key words: floor slab, steel to concrete, timber to concrete, membrane action, fire design
ÚVOD
Požární návrh kompozitních stropních desek, (ocelobetonových a dřevobetonových) je založen na
experimentech, ze kterých byla odvozena pravidla na požadovanou nejmenší tloušťku, vyztužení
a krytí, viz [1]. Zkoušky v peci nevystihují skutečné působení desky, protože neuvažují obousměrné
působení desek a vodorovnou tuhost skutečné konstrukce. Požární odolnost stropní desky v konstrukci
je obecně vyšší než nevyztužené desky, protože po vytvoření liniových plastických kloubů v desce se
v ní může vytvořit membránové pole viz obrázek 1, které výrazně zvýší dobu požární odolnosti desky.
Obr. 1: Působení stropní desky při velkých průhybech
Fig.1: Action of the floor slab in the large deflection
STROPNÍ DESKA ZA POŽÁRU
Únosnost desek za běžné teploty při velkých deformacích byla studována Parkem. Je všeobecně
známo, že způsob uložení okrajů výrazně ovlivňuje chování desky. Teoretický a experimentální
výzkum membránového působení při velkých deformacích byl omezen možností jeho praktického
využití, protože za běžné teploty se posuzuje také mezní stav použitelnosti. Při zabránění
prostorovému kolapsu lze za mimořádné situace při požáru velké deformace využít. Využívá se
poznatků výzkumu desek za běžné teploty i nově připravených mechanických modelů, viz [2], které
byly ověřeny na experimentální budově v Cardingtonu v letech 1995 až 2003. Ocelové tlačené sloupy
byly požárně chráněny. Ocelové nosníky nebyly chráněny a jejich teplota přesáhla 1000 °C. Svislé
zbytkové průhyby desky přesáhly 500 mm, viz [3]. Na základě výsledků zkoušek byly vyvinuty
jednoduché empirické modely, které umožňují tlakové membránové působení uvažovat pro
kompozitní desky při určitých okrajových podmínkách. Řada výzkumných prací prokázala, že
-8-
působení tlačené membrány je ovlivněno nejen na dobu trvání požáru, polohu výztuže a umístění
výztuže, ale také na štíhlost desky, její ohybovou tuhost a připojení okrajových nosníků
a konstrukčních prvků. Nejnovější experimentální poznatky problematiky přinesly projekty FRACOF,
Mokrsko a na Tongji University. Při prvním byla do porušení zkoušena deska 8,7 m x 6,7 m, která
byla vystavena teplotě plynů podle nominální normové křivky. Byla potvrzena požární odolnost 120
min. K porušení došlo ve spoji výztuže, viz [4]. Na pokusném objektu v Mokrsku byla kromě jiného
zkoušena deska 12,0 x 9,0 m, která byla navržena pokročilými modely MKP na požární odolnost
60 min. Porušení při přirozeném požáru nastalo v tlačené oblasti desky v 62. minutě. Poslední
návrhový model pro ocelobetonovou desku umožnily připravit laboratorní testy na Tongji University,
viz [5].
Využití vláknobetonu, tzn. betonu vyztuženého všesměrně rozptýlenými vlákny, dosahuje v některých
zemích až 30 % objemu výroby betonových a ocelobetonových konstrukcí. Materiál, ale i tvar a
množství použitých vláken (ocelových, skleněných, syntetických a minerálních) ovlivňuje fyzikálně
mechanické vlastnosti vláknobetonu. Rozptýlenou výztuží je výrazně ovlivněn pracovní diagram
vláknobetonu v tlaku i v tahu. U vláknobetonu se zvětšuje schopnost plastického přetváření a tím se
zpomaluje proces porušení.
Již více než šedesát let se dřevobetonové konstrukce využívají při návrhu, rekonstrukcích a zesilování
stropů, viz [6]. Studie po celém světě ukázaly výhody, tj. únosnost, tuhost a tažnost těchto systémů a
jejich dostatečnou trvanlivost a značnou zvukovou izolaci a požární odolnost. Klasické vyztužení
betonové desky vede na její větší tloušťku, která ovlivňuje požadavky na konstrukci. V praxi se
osvědčilo využití vláknobetonu. Požární odolnost dřevobetonové desky byla studována pouze
v několika laboratořích. Studie dřevobetonové desky s vláknobetonem nebyly zatím publikovány.
ZÁVĚR
Cílem práce je vytvořit analytický návrhový model pro popis chování ocelobetonových a
dřevobetonových spřažených stropních desek z materiálů nové generace, které jsou za požární situace
vystaveny vysokým teplotám. Po studiu literatury budou připraveny zkoušky za běžných i zvýšených
teplot kompozitní ocelobetonové a dřevobetonové desky s drátkobetonem a studie citlivosti na hlavní
parametry MKP. Analytický model zahrne inicializace plastických liniových kloubů, jejich rozvoj a
plné vytvoření, vznik membránového působení, jeho postup a dosažení mezního stavu únosnosti za
požární situace při velkých deformacích.
OZNÁMENÍ
Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem SGS č. 10 801390.
LITERATURA
[1] Bailey C.G., Lennon T., Moore D.B.: The behaviour of full-scale steel framed buildings subjected
to compartment fires. Struct Eng, Vol. 77(8), s. 15–21, 1999.
[2] Fire protection for structural steel in buildings. 2nd ed.—revised. The Association of Specialist
Fire Protection. Ascot: The Steel Construction Institute, 1992.
[3] Martin D.M., Moore D.B.: Introduction and background to the research programme and major
fire tests at BRE Cardington. In: National Steel Construction Conference, London, s. 37–64,
1997.
[4] Zhao B., Roosefid M., Vassart O.: Full scale test of a steel and concrete composite floor exposed
to ISO fire, Proceeding of the Fifth International Conference on Structures in Fire, SiF'08, s. 539545, 2008.
[5] NA-SI ZHANG, GUO-QIANG LI: A new method to analyze the membrane action of composite
floor slabs in fire condition, Proceeding of the Fifth International Conference on Structures in
Fire, SiF'08, pp. 560-571, 2008.
[6] Ahmadi, B.H., Saka, M.P.: Behavior of composite timber-concrete floors, Journal of Structural
Engineering New York, N.Y., Vol. 119 (11), s. 3111-3130, 1993.
-9-
SVARY PRVKŮ Z VYSOKOPEVNOSTNÍCH OCELÍ
WELDS OF HIGH STRENGTH STEEL MEMBERS
Tomáš Brtník
Abstract
Present development in field of constructional steel is heading towards substantial increase in strength
which leads to material savings. According to new European design codes for civil engineering it is
possible to use steels up to grade S700. However on the market are available steels matching grade
S1000 and higher. Specific trait of high strength steels (HSS) and very high strength steels (VHSS) is
in comparison to conventional steels lower ductility, resulting to smaller possibility of plastic
deformations and lower rotational capacity of connections. The aim of prepared work is to examine
behavior of welds in high strength steel (S1100) by different ways of straining using different
undermatched filler metals.
Key words: weld, high strength steel, undermatched weld metal, fillet welds, ductility
ÚVOD
Vysokopevnostní oceli tvoří specifickou skupinu ocelí. Vyznačují se oproti běžným ocelím především
vyšší mezí kluzu, vyšší pevností a v některých případech také vyšší tvrdostí, přičemž ostatní vlastnosti
jako modul pružnosti či houževnatost zůstávají na stejné úrovni jako u běžných ocelí. Naopak
s rostoucí pevností klesá tažnost. V současnosti se vysokopevnostní oceli vyrábějí především pomocí
řízeného termomechanického válcování, případně kalením a následným popouštěním. Pomocí těchto
procesů je dosaženo jemnozrnné struktury oceli, díky které je možno dosáhnout vysokých pevností bez
nutnosti vyšších přídavků legur a z toho plynoucích omezení co se týče zpracovatelnosti a současně i
vyšších výrobních nákladů. Od termomechanického zpracování se také odvíjí rozdílný obsah legur pro
různé tloušťky stejně pevných ocelí. Podmínky pro svařování tedy nejsou u termomechanicky
zpracovaných ocelí stejné pro všechny dodávané tloušťky materiálu shodného označení [1,2].
KOUTOVÉ SVARY VYSOKOPEVNOSTNÍCH OCELÍ
S rostoucí pevností konstrukčních ocelí klesá jejich tažnost, což u ocelí vysokých pevností vede
k omezené možnosti jejich plastického využití. V národní příloze ČSN EN 1993-1-12 je dovoleno pro
svary používat elektrody s nižší pevností než je základní materiál, s omezením nejvýše o dvě třídy
nižší než je pevnostní třída základního materiálu. Ve strojírenství se však úspěšně používají i svary
z elektrod s pevností výrazně nižší. Použitím svarového kovu s nižší pevností lze dosáhnout
příznivějšího chování spoje a tím lepšího využití celé konstrukce. U koutových svarů se tato možnost
jeví jako obzvláště vhodná, neboť snížení pevnosti svaru lze kompenzovat jeho větší tloušťkou.
Z dosavadních výzkumů vyplývá, že u svarů provedených elektrodami nižší pevnosti je jejich únosnost
pozitivně ovlivněna základním materiálem svarového spoje, který vlivem trojrozměrného stavu
napjatosti zvyšuje jejich teoretickou únosnost na mez přibližně odpovídající průměrné pevnosti
svarového kovu a základního materiálu. Svařování vysokopevnostních ocelí pomocí elektrod s nižší
pevností je výhodné také vzhledem k menšímu množství vneseného tepla, což vede ke snížení
vnitřního pnutí, které je úměrné pevnosti svarového kovu. Vyšší vnesené teplo zároveň zvětšuje
tepelně ovlivněnou oblast, která má na únosnost spoje významný vliv. Ukazuje se že u ocelí vysokých
a velmi vysokých pevností má na mechanické vlastnosti svarů vliv mnoho dalších faktorů. Oproti
běžným ocelím také vzrůstají technologické požadavky. Mezi nejvýznamnější faktory ovlivňující
výsledné vlastnosti svarových spojů patří mechanické vlastnosti materiálu elektrod, jejich chemické
složení a teplotní režim v průběhu, před a po svařování. Použití svarů s elektrodami nižší pevnosti
dovolují téměř všechny aplikace, kromě tupých svarů namáhaných na mezi únosnosti. Svarový kov
stejné pevnosti může v řadě případů přispět k vyšší náchylnosti na tvorbu trhlin [1,2,3,4,6].
- 10 -
EXPERIMENTY
Naplánovaný výzkum se bude zabývat zjišťováním mechanických vlastností svarů provedených
pomocí elektrod s významně nižší pevností na vzorcích z vysokopevnostní oceli S 1100. Do výzkumu
budou zahrnuty i elektrody podkračující normou [5] doporučené hodnoty. Celkem budou použity
elektrody o čtyřech různých pevnostech. Vzorky budou svařovány pomocí metody MAG. Bude
sledován vliv různých pevností materiálu elektrod a různých režimů chladnutí svaru (teplota t8/5) na
samotný svarový kov i tepelně ovlivněnou oblast.
Obr. 1: Uspořádání jednoduché tahové zkoušky koutového svaru
Fig.1: Simple tensile test arrangement of fillet weld
Všechny sledované parametry budou pro každou z elektrod zkoušeny na čtyřech sadách vzorků, první
a druhá sada bude svařena pomocí jednovrstvého svaru účinné tloušťky 6 mm s orientací svarů
paralelně a kolmo ke směru válcování. Třetí a čtvrtá sada vzorků bude provedena obdobně, avšak
pomocí vícevrstvého svaru účinné tloušťky 9 mm. Z provedených svařenců budou nařezány a
vyfrézovány zkušební vzorky pro tahové zkoušky a pro zkoušky vrubové houževnatosti. Po získání
pevnostních a deformačních charakteristik budou provedeny zkoušky na jednoduchých centricky
zatížených vzorcích viz obr. 1 za účelem zjištění vlivu mechanických vlastností jednotlivých částí
svarového spoje na únosnost celku. Poté budou provedeny zkoušky na složitějších vzorcích – krční
svary svařovaného I profilu (pásnice i stojina z vysokopevnostní oceli, nebo hybridní nosník), příp.
přípoj nosníku z oceli běžné pevnosti na pásnici svařovaného sloupu z vysokopevnostních plechů.
Výsledky jednoduchých testů budou využity pro kalibraci numerického modelu, na kterém budou
provedeny paralelní výpočty složitějších vzorků a porovnány výsledky. Cílem práce je zmapovat vliv
různých poměrů pevností elektrody a základního materiálu a současně různých teplotních režimů na
celkové mechanické vlastnosti a z toho plynoucí doporučení konstrukčních zásad a parametrů tuhostí a
pevností do metody komponent či numerického modelování pro koutové svary oceli S1100.
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] How to choose electrodes for joining HSS http://files.aws.org/wj/2007/wj0707-26.pdf
[3] Rasche C., Kuhlmann U.: Investigations on longitudinal fillet welded lap joints of HSS – NSCC
2009
[4] Collin P., Johansson B.: Design of Welds in High Strength Steel – http://www20.vv.se/fudresultat/Publikationer_000701_000800
[5] ČSN EN 1993-1-12 Euród 3 - Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-12: Doplňující pravidla
pro oceli vysoké pevnosti do třídy S 700, ÚNMZ, 2007
[6] Herman P.: Interní materiály firmy Wirpo sro.
- 11 -
SPŘAŽENÉ OCELOBETONOVÉ TENKOSTĚNNÉ NOSNÍKY
COMPOSITE STEEL AND CONCRETE THIN-WALLED BEAMS
Ing. Martin Charvát
Abstract
The Eurocode 4(EN 1994-1-1:2006) gives instruction for design of shear connection between concrete
slab and steel elements. The Standard, however, does not present a guide for composite behaviour of
concrete slab and thin-walled cold formed beam (e.g. purlin), which requires use of suitable shear
connectors. The planned Thesis will deal with small diameter headed studs welded to thin-walled
elements. First a survey of new technologies and new devices for welding of small diameter studs are
presented, including preliminary tests performed in Welding laboratory of CTU in Prague. Based on
the obtained results the push-out tests with 10 mm studs welded on thin-walled purlins are planned,
followed by a beam test. Finally, for the Thesis purpose, the tests will numerically be modelled with
goal to receive spectrum of results leading to recommendation for design practice.
Key words: composite steel and concrete, thin-walled beams, shear connector, push-out test, headed
stud.
ÚVOD
Výzkum bude zaměřen na spřažení tenkostěnných vaznic s betonovou deskou. Ačkoliv takový případ
v praxi není běžný, rozšíří současné možnosti navrhování spřažených konstrukcí. Vhodnými
spřahovacími prvky pro tento účel mohou být přistřelované tenkostěnné zarážky firmy Hilti (kotvy,
Stripcon, Ribcon) nebo přivařované trny a svorníky. Navrhovaný výzkum se předběžně soustředil na
přivařované provedení, s deskou betonovanou do trapézových plechů jako ztraceného bednění. Pro
trny jsou v současnosti k dispozici 2 metody přivařování: elektrickým obloukem (tzv. zdvihovým
zážehem) a kondenzátorovým výbojem (tzv. hrotovým zážehem).
SOUČASNÉ A NOVÉ TECHNOLOGIE PŘIVAŘOVÁNÍ TRNŮ
Pro spřažení je třeba zajistit přenos smykových sil mezi železobetonovou deskou a ocelovou
tenkostěnnou vaznicí. Tento přenos mají zajistit trny navařené průvarem skrz trapézový plech na
vaznici. Metoda přivařování svorníků se vyvíjí od 20. let 20. století, kdy bylo poprvé zjednodušenou
metodou použito obloukové přivařování svorníků. Podstatou tohoto svařování je vytvoření oblouku
mezi trnem a základním materiálem a následném spojení po natavení. U elektrického oblouku se trn
vloží do svařovací pistole a přiloží k základnímu materiálu. Při svařování se nejprve mechanicky
nadzvedne trn a zapálí elektrický oblouk mezi hrotem trnu a vaznicí. Nataví se čelo trnu a po uplynutí
svařovací doby se trn zatlačí malou silou do roztavené lázně, zdroj se vypne a kov ztuhne. Čelo trnu je
vybaveno hliníkovou kapslí, zajišťující uklidnění svarového kovu. Doba svařování je 0,2 až 1 s. Aby
kov vlivem vzdušné atmosféry neoxidoval, je třeba jej chránit buď pomocí keramického kroužku
nasazeného na trn, nebo pomocí ochranného plynu, nejčastěji argonu, popř. směsi Ar+CO2. Tyto
ochranné prvky slouží k formování svaru a vytlačení okolní atmosféry z okolí svaru.
U kondenzátorového přivařování (obr. 1) mají svorníky výstupek, kterým se opírají o základní
materiál. Při sepnutí proudu se roztaví hrot, který se odpaří a poté se zapálí elektrický oblouk. Svorník
je pak přitlačen pružinou proti vaznici a nakonec zůstane ve ztuhlé tavenině. Svařovací doba je kratší
než 3 ms. Jako zdroj energie se používá kondenzátorová baterie. Nevýhodou této metody je, že lze
přivařovat pouze svorníky do velikosti M5 a chybí hlava pro přenos sil kolmých na osu svorníku. Při
použití tohoto způsobu spřažení lze proto uvažovat o montáži matic.
- 12 -
Největšími výhodami těchto způsobů spřažení jsou především velmi snadná manipulace a nízké
nároky na obsluhu svařovacího zařízení, což vede k vysoké produktivitě, možnosti kombinovat většinu
druhů svařovaných materiálů a díky celoplošnému svaření i vysoká spolehlivost spřažení.
Obr. 1: Kondenzátorové přivařování svorníků
Fig.2: Capacitor welding of studs
PLÁNOVANÉ EXPERIMENTY
Eurokód ČSN EN 1994-1-1 stanovuje, že pro standardní spřažené ocelobetonové konstrukce
s válcovanými profily lze užít trny s hlavou pouze o průměrech 16-25 mm s obvyklou
charakteristickou kapacitou prokluzu δuk minimálně 6 mm. Na katedře ocelových a dřevěných
konstrukcí v současnosti probíhá výzkum spřahovacích trnů malých průměrů 10 a 13 mm použitých
pro spřažení s válcovanými profily. V rámci autorova plánovaného výzkumu se ve spolupráci
s laboratoří svařovacích technologií ČVUT v Praze provádí vyladění parametrů svařovacího proudu a
svařovací doby pro spřažení s tenkostěnnou vaznicí. Na základě předběžných testů s trny a svorníky Ø
6 mm bylo rozhodnuto použít trny Ø10 mm. V první řadě bude třeba určit únosnost trnů při spřahování
s tenkostěnnou vaznicí a potvrdit výsledky z předešlých zkoušek únosnosti trnů malých průměrů u
válcovaných profilů. Proto se předpokládá provedení 3 stejných protlačovacích vzorků, u nichž bude
použito trnů Ø10 mm s betonem jednotné třídy. Trny budou přivařeny svařovacím strojem PROD1600 a svařovací pistolí se zdvihovým zážehem (obloukem). Následně se předpokládá provedení
zkoušky spřažené tenkostěnné vaznice na rozpětí 6 m, s deskou betonovanou do ztraceného bednění
z trapézových plechů.
V teoretické části se plánuje ověření chování spřažené tenkostěnné vaznice nelineární analýzou
(ANSYS), vypracování zjednodušeného analytického modelu a parametrických studií s tabelováním
výsledků.
OZNÁMENÍ
Výzkum,
jehož
výsledky
SGS10/026/OHK1/1T/11.
se
prezentují
v tomto
příspěvku,
byl
podpořen
grantem
LITERATURA
[1] ČSN EN 1994-1-1: Eurokód 4: Navrhování spřažených ocelobetonových konstrukcí – Část 1-1:
Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby. ČNI, 2006.
[2] Válová M., Kolařík L.: Perspektivní metody spojování materiálů – přivařování svorníků. Sborník
Nové metody a postupy v oblasti přístrojové techniky, J. Hradec, 2009, s. 137-144
- 13 -
NEDESTRUKTIVNÍ ZKOUŠENÍ DŘEVĚNÝCH PRVKŮ IN-SITU
IN SITU NON-DESTRUCTIVE EXAMINATION OF TIMBER ELEMENTS
Jan Pošta
Abstract
Structural timber is a traditional construction material. Timber structures belong to essential parts of
almost all historical buildings; especially roof and ceiling structures. Their actual condition affects
durability of the whole building, therefore it is necessary to check the conditions of the structure
regularly and take care of possible undesirable changes. Penetration and ultrasonic methods are
mainly used for examining current conditions of timber structure nowadays. It is the subject matter of
the Author’s research to replace these penetration methods by radiometric measure of mass density.
This method is based on the principle of gama radiance dispersion in the wood element.
Key words: non-destructive, timber structures, ultrasonic method, penetration, radiometry, density
ÚVOD
Dřevo se jako konstrukční materiál používá odedávna. Dřevěné stavební prvky jsou nedílnou součástí
téměř všech historických budov, zvláště jako stropní či střešní konstrukce. Jejich stav ovlivňuje
životnost celého objektu, proto je důležité ho průběžně sledovat a včas podchytit jakékoli negativní
změny. Pro zkoumání stávajícího stavu dřevěných prvků v konstrukci se v dnešní době používají
především ultrazvukové metody v kombinaci s penetračními přístroji. Pomocí penetračních přístrojů se
zjišťuje biologické napadení prvku a jeho objemová hmotnost, která je vstupním údajem pro výpočet
modulu pružnosti. Přístroje pracují na principu měření hloubky penetrace ocelového hrotu přístroje do
dřeva či odporu při vrtání. Tento způsob je semidestruktivní, což je např. u historicky cenných
konstrukcí nežádoucí. Předmětem autorova výzkumu je snaha nahradit tyto semidestruktivní metody
radiometrickým měřením objemové hmotnosti. Tato metoda je založena na principu rozptylu záření
gama v prvku.
NEDESTRUKTIVNÍ VYŠETŘOVÁNÍ DŘEVĚNÝCH PRVKŮ
K zjištění objemové hmotnosti a rozsahu biologického napadení zabudovaného dřevěného prvku se
používají penetrační přístroje, např. Pilodyn 6J, viz obr. 1. Tímto přístrojem se vystřeluje do dřeva
ocelový razník s průměrem 2,5 mm při konstantní zarážecí energii 6 joulů a měří se hloubka vniku
razníku do dřeva v rozsahu 0 až 40 mm. Porovnáním hloubky vniku na různých místech zkoušeného
dřevěného prvku se dá přesně vymezit poškozená či napadená oblast a objektivně kvantifikovat míra
poškození.
Obr. 1: Penetrační přístroj
Obr. 2: Ultrazvukový přístroj
Fig. 1: Penetration device
Fig. 2: Ultrasonic device
- 14 -
Modul pružnosti prvku lze získat pomocí ultrazvukových (UZ) metod. Výchozími parametry jsou
rychlost šíření ultrazvukové vlny a objemová hmotnost materiálu. Při zkoušení materiálu se používají
dvě sondy. Opakované elektrické impulzy vytvoří v budiči úzké svazky mechanického tlumeného
kmitání. Tyto mechanické impulzy se vnesou do zkoušeného prvku a po proběhnutí změřené dráhy L
se sejmou snímačem. Přitom se měří doba průchodu UZ vlnění. Mezi ultrazvukové přístroje patří např.
Sylvatest, Tico, nebo Arborsonic Decay Detector, viz obr. 2.
Měření objemové hmotnosti pomocí radiometrie se dnes používá především na zděné či betonové
prvky. Jeho hlavní výhodou je, že ho lze použít na zabudované prvky, kde jsou klasické metody
zjišťování objemové hmotnosti technicky obtížně uplatnitelné. Radiometrie je založena na principu
průchodu a zeslabení záření gama nebo na principu rozptylu záření gama v měřeném materiálu.
PŘIPRAVOVANÝ VÝZKUM
Pro experimenty budou použity prvky ze smrkového dřeva různé tloušťky a kvality, které budou
podrobeny radiometrické metodě rozptylu záření gama. Cílem je vytvořit vztah závislosti objemové
hmotnosti na rozptylu záření. Následně bude provedeno měření modulu pružnosti pomocí
ultrazvukové metody, přičemž jako vstupní údaj bude použita hustota dřeva změřená radiometrickou
metodou. Hodnoty skutečné ohybové pevnosti se ověří destruktivními zkouškami. Výsledkem práce
bude původní radiometrická nedestruktivní metoda pro stanovení pevnostních a materiálových
charakteristik zabudovaného dřevěného prvku.
Na jaře roku 2010 v Ústavu stavebního zkušebnictví v Brně byla provedena první zkušební
radiometrická měření pomocí povrchové radiometrické soupravy na čtyřech prvcích ze smrkového
dřeva o rozměrech cca 150x200x600mm, viz obr. 3. Prvky měly různou kvalitu. Výsledky měření jsou
uvedeny v tab.1. Počet naměřených impulzů je závislý na objemové hmotnosti prvku. S rostoucí
objemovou hmotností stoupá počet detekovaných impulzů.
No.
Napadení prvku
[imp./min.]
1
2
3
4
zdravý
zdravý
hmyz
vlhkost, hniloba
30,37
31,63
33,02
41,80
Obr. 3: Schéma měření
Tab.1: Výsledky měření
Fig. 3: Measuring scheme
Table 1: Measuring results
OZNÁMENÍ
Tento výzkum je podpořen výzkumným grantem GAČR 103-08-H066. Autor tuto podporu vysoce
oceňuje.
LITERATURA
[1] Drdácký M., Kloiber M., Kotlínová M.: Šetrná diagnostika historických dřevěných konstrukcí. Insitu evaluation and non-destructive testing of historic wood and masonry structures.
ISBN 978-80-86246-36-9. Czech Republic, 2006
[2] Kloiber M., Kotlínová M.: Vliv orientace a šířky letokruhů na šíření ultrazvuku ve struktuře dřeva.
In-situ evaluation and non-destructive testing of historic wood and masonry structures.
ISBN 978-80-86246-36-9. Czech Republic, 2006
[3] Ross R., Pellerin R.: Nondestructive testing for assessing wood members in structures – A review.
FPL-GTR-70. USA, 1991
- 15 -
VYZTUŽENÉ VÁLCOVÉ OCELOVÉ SKOŘEPINY ZA VYSOKÉ TEPLOTY
STIFFENED STEEL CYLINDRICAL SHELLS AT ELEVATED TEMPERATURE
Radek Pošta
Abstract
The subject concern to this research is the behaviour of cylindrical shells in high temperatures. It will
deal with the defect of membrane stress close to ring stiffener caused by shell warming. This problem
concerns mainly metallurgic industry pipe constructions. Due to high temperature load, there is a big
temperature expansibility of the whole system. However, the deformation caused by temperature is not
the same in all parts of the system. As the high temperature source is inside the pipe, there is the
highest temperature is on the inner surface of the shell. The alternation of the temperature in the shell
and partial warming of the ring stiffener is caused by heat conduction. Due to the different
temperatures of the surrounding environment on the shell outer side the stiffener is warmed less than
the shell. Therefore the shell and the stiffener are deformed in different way. These deformations occur
repetitively and therefore the material close to the stiffening ring is low-cyclically stressed.
Key words: shell, stiffener, thermal stress, cylinder, fatigue
ÚVOD
Předmětem výzkumu je chování válcových skořepin při vysokých teplotách. Zkoumá se porucha
membránové napjatosti v blízkosti prstencové výztuhy způsobená oteplením pláště. Tento problém se
vyskytuje převážně u potrubních konstrukcí hutního průmyslu. V potrubích, která jsou součástí
odprášení oceláren, se teplota plynu může pohybovat okolo 400°C. Při takovémto teplotním zatížení
dochází k velké deformaci celé konstrukce. Deformace od teploty ale není ve všech částech konstrukce
stejná. Vysoká teplota je primárně uvnitř potrubí. Vedením tepla dochází ke změně teploty po tloušťce
skořepiny a k částečnému ohřátí prstencové výztuhy. Vzhledem k teplotě prostředí na vnější straně
skořepiny je oteplení výztuhy menší než by odpovídalo změně teploty skořepiny. Tím dochází
k rozdílným teplotním deformacím skořepiny a výztuhy a skořepina je v místě vyztužení deformována.
Tyto deformace vznikají opakovaně a dochází tedy k nízkocyklickému namáhání materiálu, které
může mít za následek porušení konstrukce viz. obr. 1.
Obr. 1: Detailní zobrazení trhliny v místě obvodové výztuhy
Fig.1: Detail view on crack close ring stiffener
- 16 -
V posledních letech nastalo několik havárií způsobených výše uvedeným jevem.[1],[2]. Jde o poměrně
mladou problematiku. Dosud se jí zabýval pouze Ch. Witz a A. Hampel [2].
PŘIPRAVOVANÝ VÝZKUM
Podle známých rovnic z mechaniky [3],[4],[5] byla zpracována přípravná studie popisující normálové
napětí v podélném směru i obvodové napětí v závislosti na vzdálenosti od výztuhy pro potrubí o
poloměru 1500 mm, tloušťky 4-16 mm a různá teplotní zatížení, (obr. 2). Výsledky jsou pouze
teoretické. Vycházející z následujících zjednodušení. Teplotní změna ve výztuze je nulová, nekonečná
linearita oceli, rozdíl teplot na vnitřním a vnějším povrchu je nulový.
σx pro t = 6mm
σθ pro Ts = 300°C
1400
100
50°C
MPa
MPa
350°C
400°C
200
4
0 ,2
12mm
14mm
16mm
0,
24
0,
2
0,
22
0,
18
0,
14
0,
16
0 ,1
0,
12
0,
08
0,
04
0,
2
10mm
-500
0,
06
0,
22
0,
18
0,
14
0,
1
0,
12
0,
16
8mm
450°C
0,
02
0
6mm
-300
-400
0
-200
4mm
-200
300°C
400
0,
08
-100
250°C
600
4
200°C
0 ,0
0
150°C
800
0,
06
0
100°C
1000
0,
02
1200
-600
-400
-700
m
m
Obr.2: Normálové a obvodové napětí v blízkosti výztuhy
Fig.2: Meridional and circumferential stress close to stiffener
Připravovaný výzkum bude pokračovat ve 3 fázích. První se týká zpřesnění výpočtu všech složek
napětí v okolí výztuhy pomocí programu Ansys. Druhou fází bude měření na potrubí v německém
městě Bochum. Na provádění experimentů autor spolupracuje s firmou Siemens, která již na potrubí
měří teplotní změny skořepiny při provozním zatížení konstrukce. Počítačový model bude kalibrován
podle výsledků tohoto měření. Poslední fází výzkumu bude zhodnocení konstrukce z hlediska
nízkocyklové únavy materiálu.
LITERATURA
[1] O´Donnel W.J., Watson J.M., Mallin W.B., Kenrick J.R.: Low cycle thermal fatigue and fracture of
reinforced piping, Salt Lake City, 1985
[2] Hampel A., Witz Ch.: Stresses introduced at cylindrical convection cooled hot gas duct,
Linz 2007
[3] Timoshenko S., Woinowsky-Krieger: Theory of plates and shells, London, 1959
[4] Beitz W., Kuttner K., Zhang W.: Dubbel – Handbook of Mechanical Engineering, 1994
[5] Ventsel E., Krauthammer T.: Thin plates and shells, New York, 2001
[6] Křupka V.: Výpočet válcových tenkostěnných kovových nádob a potrubí, SNTL Praha, 1967
- 17 -
PLECHOBETONOVÁ MOSTOVKA
COMPOSITE BRIDGE DECK
Jan Psota
Abstract
This paper deals with a composite plate used as a bridge deck. It is described here the behaviour of
both (steel and concrete) materials and their advantages and disadvantages. The wide used and well
known are studs welded on the top part of the steel deck. The work will try to find the special way how
to ensure suitable connection between steel and concrete and will focus on the design and testing of a
connection with the concrete reinforcement welded on the top part of the steel plate.
Key words: composite plate, bridge deck, stud connector, concrete reinforcement, effective width
ÚVOD
Příspěvek se zabývá rekapitulací dosavadních znalostí o plechobetonových mostovkách. Jedná se o
spřažení tenkého plechu a betonové desky o malé tloušťce pomocí spřahovacích prostředků. Uvažuje
se nový typ spřažení, přivařenou betonářskou výztuží. Plánuje se experimentální ověření
plechobetonové desky a následné porovnání s numerickým modelem vytvořeným v softwaru
ABAQUS.
SOUČASNÝ STAV
Spojením dvou materiálů oceli a betonu vznikají ocelobetonové konstrukce. Oba materiály mají svoje
výhodné, ale také nevýhodné vlastnosti. Vhodným spojením se dají využít tyto příznivé vlastnosti a
redukovat nedostatky. Ocel vyniká svou velkou únosností v tahu a v tlaku a nízkou hmotností. Její
nevýhodou je poměrně malá tuhost, vysoká cena, někdy může být rozhodující malá požární odolnost.
Beton má naopak dobrou pevnost v tlaku ale téměř žádnou pevnost v tahu. Proto se pro zlepšení
pevnosti - únosnosti přidává ocelová výztuž, která vlastnosti betonu v tahu vylepšuje. Beton je
v porovnání s ocelí levnější.
V uvažované kombinaci (ocelová deska tloušťky cca 10 mm a betonová deska tloušťky cca 80 mm)
tvoří ocelová deska ztracené bednění a nahrazuje dolní výztuž desky. Betonová deska zajišťuje
potřebnou ohybovou (podélnou i příčnou) tuhost. Konstrukci také přitěžuje svojí vlastní váhou, což
bývá často výhodné pro dynamickou odezvu konstrukce na vnější zatížení. Protože je ocelová deska
štíhlá, mohlo by docházet k jejímu boulení v tlačených oblastech. Při vhodném a dostatečném spřažení
betonová deska boulení omezuje. Plechobetonová deska bývá vyztužena podélnými i příčnými
výztuhami. Stavební výška plechobetonové mostovky je výrazně nižší než u klasické mostovky
složené z desky, podélníků a příčníků. V porovnání s ortotropní mostovkou má mostovka s
plechobetonovou deskou lepší únavové a dynamické chování, což někdy bývá základní podmínkou pro
návrh mostu. Jiným způsobem použití plechobetonové desky je její využití pro komorový průřez, kde
je horní pás průřezu tvořen plechem s nabetonovanou spolupůsobící betonovou deskou.
Z výše uvedeného vyplývá nutnost vyřešit účinné spojení ocel-beton. Běžně používané a odzkoušené
jsou krátké spřahovací trny (viz obr. 1), případně perforovaná lišta, kterou je protažena betonářská
výztuž desky. Spřahovací trny jsou rozmístěny po celé ploše plechu v daných příčných a podélných
roztečích: nad stojinami ocelového uzavřeného průřezu hustěji a mezi nimi v řidším rastru kvůli
průběhu normálového napětí v horní desce (smykové ochabnutí horní desky). Trny zabezpečují
spolupůsobení betonu s ocelovou deskou, které je nutné k přenosu podélných a příčných sil mezi
oběma materiály. Dále brání oddělování betonové desky od ocelové a tím je také zabráněno zatékání
vody pod betonovou desku a následné korozi ocelové desky. Použití spřahovacích prostředků je také
- 18 -
nutné z důvodů lokálních zatížení od kol vozidel. Čím je toto lokální zatížení větší, tím by rastr trnů
měl být hustější.
Předmětem práce autora je návrh a odzkoušení alternativního typu spřažení (místo trnů). Vychází se
z potřeby zjednodušení a zefektivnění instalace spřažení (oproti přivařování množství trnů na širokých
mostovkách). Konkrétně se jedná o vhodně tvarovanou betonářskou výztuž, která by se v určitých
místech ručně přivařila na horní povrch ocelové desky. Tento způsob spřažení by měl dokázat splnit
všechny výše jmenované požadavky stejně jako pro trny. Na britských ostrovech se již dříve
experimentovalo s přivařenými ocelovými dráty, ale k masivnějšímu rozšíření nedošlo kvůli malé
odolnosti svaru na únavu. Nyní by se chtěl autor tohoto článku k dané problematice vrátit.
Obr. 1: Pásnice komorového nosníku
s trny pro připojení betonové desky
Fig. 1: Top flange of the box girder
with the shear stud connectors
Obr. 2: Alternativní spřažení ocelové a
betonové desky pomocí betonářské výztuže
Fig. 2: Alternative shear connection
with concrete reinforcement
ZÁVĚR
Připravuje se matematický model plechobetonové desky s alternativním spřažením podle obr. 2
v programu ABAQUS, který se po odladění porovná s výsledky experimentů provedených na
plechobetonových deskách s různými tvary betonářské výztuže. Důraz by měl být kladen zejména na
způsob „spojení“ spřahovacího prostředku (drátu) s ocelovou deskou a na únavovou životnost tohoto
detailu.
OZNÁMENÍ
Výzkum, jehož výsledky
SGS 10/026/OHK1/1T/11.
se
prezentují
v tomto
příspěvku,
je
podporován
grantem
LITERATURA
[1] Johnson R.P., Buckby R.J.: Composite structures of steel and concrete Volume 2, Bridges, with a
commentary on BS 5400: Part 5. Granada Publishing Limited, 1979
[2] Castro J.M., Elghazouli A.Y., Izzudin B.A.: Assesment of effective slab widths in composite beams.
Department of Civil and Environmental Engineering, Imperial College, London, UK, 2006
[3] Hyeong-Yeol, Youn-Ju: Ultimate strength of a steel-concrete composite bridge deck slab with
profiled sheeting. Structural Engineering Department, Korea Institute of Construction Technology,
Korea, 2009
- 19 -
OCELOBETONOVÝ NOSNÍK S VYSOKOU ŽEBROVOU DESKOU
COMPOSITE SHEAR BEAM WITH HIGH RIB DECK
Štěpán Thöndel
Abstract
Composite steel-concrete constructions are currently very progressive technology. Their behaviour is
however still not exactly explored. This paper describes planned experiment examining the deflection
of composite beam with high rib deck which will be oriented mainly on the influence of the rib
deformation to the deflection of whole beam. This influence is currently not described in Eurocode
and the rib high is temporarily restricted to 80 mm. The aim of work is to test if it is possible to neglect
the rib deformation also for the decks with rib higher than 80 mm.
Key words: composite structures, bending resistance, composite rib deck, experiment, shear
connection.
ÚVOD
Ocelobetonové spřažené nosníky s žebrovou deskou jsou konstrukcí hojně používanou v moderním
stavebnictví. Jejich použití má však stále některá omezení, z nichž jedno bychom se rádi pokusili
odstranit. Navrhování a provádění ocelobetonových spřažených konstrukcí se v současné době
v Evropě řídí normou EN 1994-1-1. Tato norma udává v článku 7.3.1 (4) c, že při výpočtu průhybu lze
účinek neúplné interakce ocelového nosníku s betonem zanedbat za předpokladu, že výška vlny
trapézového plechu orientovaného kolmo na osu nosníku není vyšší než 80 mm.
Navržený experiment a budoucí doktorská práce si kladou za cíl ověřit vliv desky s vyšší vlnou na
průhyb nosníku. Podaří-li se prokázat, že výška vlny nemá zásadní vliv, bude v budoucnu možné
použít při navrhování stropů trapézové plechy vyšší než 80 mm, aniž by bylo nutné stanovovat
průhyby nosníků přesnějšími metodami. Použitím vysokých trapézových plechů lze dosáhnout větší
únosnosti stropů, případně většího rozpětí stropní konstrukce.
Výška vlny trapézového plechu v EN 1994-1-1 v současnosti ovlivňuje pouze odhad únosnosti
spřahovacího trnu. Platnost vztahu uvedeného v EN pro únosnost trnu je rovněž omezena na výšku
vlny do 85 mm.
EXPERIMENTY
F1
F1
Pro ověření chování nosníku s vysokou vlnou je navržen následující experiment. Dva nosníky
s žebrovou deskou výšky 135 mm o rozpětí 6 m budou postupně zatěžovány až do destrukce. Schéma
zatížení nosníků a uspořádání zkoušky je patrné z obr.1.
6000
150
1850
2000
1850
150
POSUN MEZI TR. PLECHEM
A IPE 200 + OHYB VLNY
1500
NAPĚTÍ OCEL
PRŮHYB
Obr. 1: Schéma zatížení a měření vzorku
Fig. 1: Schneme of loading and measurement
- 20 -
135
400
200
NAPĚTÍ BETON
65
ŘEZ VZORKEM
POSUN MEZI TR. PLECHEM
A IPE 200 + OHYB VLNY
Nosník bude tvořit ocelový válcovaný profil IPE 200 spřažený s betonovou deskou o celkové výšce
200 mm. Deska bude vybetonována do trapézového plechu TR 135/310 tloušťky 0,75 mm. Šířka
betonové desky je 1500 mm a výška vlny plechu je 135 mm. Na prvním nosníku bude plech umístěn
v tzv. obrácené poloze, viz. obr. 2. V každé vlně budou přivařeny celkem 4 trny o průměru 19 mm a
výšce 175 mm, čímž bude dosaženo úplného smykového spojení. Druhý vzorek se bude skládat ze
stejných profilů, pouze plech bude otočen do tzv. normální polohy, obr. 2. Tato poloha umožní použít
pouze 40 trnů na celý nosník, vždy 2 trny v jedné vlně, a bude se tedy jednat o neúplné smykové
spojení (η=0,52). Na obou nosnících budou v průběhu zatěžování měřeny průhyby, posuny a napětí,
obr.1. Měření deformace vlny se plánuje na obou koncích nosníku v místech, kde dochází k největšímu
prokluzu mezi ocelovým profilem a betonovou deskou. Princip tohoto měření je naznačen na obr.3 a
nyní se hledají vhodné senzory, které bude možné umístit do poměrně malého a špatně přístupného
prostoru. Průhyb nosníku bude měřen uprostřed rozpětí pomocí potenciometrického kladičkového
snímače dráhy. Napětí na povrchu betonu a oceli bude měřeno uprostřed rozpětí nosníku pomocí
nálepkových tenzometrů. Maximální zatížení vzorku se předpokládá u vzorku číslo jedna 2 x 90 kN a
u vzorku číslo dvě 2 x 55 kN.
C 25/30
OBRÁCENÁ POLOHA
200
135 mm
OHYB VLNY
NORMÁLNÍ POLOHA
POSUN
160 mm
Trn h =175 mm
O 19 mm
TR 135/310
P 10
S 235
IPE 200
S 235
6000
Obr. 2: Obrácená a normální poloha plechu
Fig. 2: Reverse and normal steel sheeting position
Obr. 3: Schéma měření deformace vlny
Fig. 3: Scheme of rib deflection
measurement
ZÁVĚR
Realizace popsaného experimentu je plánována na září 2010. Získaná data se porovnají s ručním
výpočtem podle ČSN EN 1994-1-1 a s výsledky numerického modelu vytvořeného s využitím
software ANSYS. Pokud se podaří dosáhnout odpovídající shody mezi modelem a experimentem,
bude možné stanovit obecnější pravidla (zejména z hlediska průhybu) pro předpověď chování nosníků
s deskou vybetonovanou do plechů s vysokou vlnou.
OZNÁMENÍ
Experiment je realizován za přispění výzkumného záměru MSM 6840770001 a za pomoci společnosti
Metrostav a.s.
LITERATURA
[1] Johnson R.P.: Composite Structures of Steel and Concrete, Beams, Slabs, Columns, and Frames
for Buildings. Third Edition, Blackwell Publishing, 2004
[2] Studnička J.: Ocelobetonové spřažené konstrukce. ČVUT 2009
[3] ČSN EN 1994-1-1 Navrhování spřažených ocelobetonových konstrukcí. ČNI 2006
[4] Mirza O.,Uy B.: Finite element model for the long-therm behaviour of composite steel-concrete
push tests, Steel and Composite Structures , Vol.1, No. 1, 2010
[5] Narayan,R..: Steel-concrete composite structures Stability and Strenght. Elesevier Applied Science
Publisher, 1988
- 21 -
Mostovkový panel z vyztužených polymerů
FIBRE REINFORCED POLYMER BRIDGE DECK PANEL
Martin Vovesný
Abstract
The aim of this research is the development and analysis of a composite bridge deck panel made of
fibre-reinforced polymer (FPR). Innovative FRP composite roadway bridge deck systems are
gradually gaining acceptance in replacing damaged or deteriorated concrete or timber decks. The
main advantage of this type of deck is low self-weight of FRP composite bridge deck in comparison
with concrete deck [1] and corrosion resistance.
Key words: bridge, fibre-reinforced polymer (FRP), composite, bridge deck
ÚVOD
V poslední době se mnoho zemí po celém světě potýká s problémem nutnosti zrekonstruovat velké
množství mostních objektů, které jsou ve špatném nebo dokonce v havarijním stavebním stavu.
Hledají se proto nové materiály a nová technologická řešení, které by usnadnily rekonstrukce a
zajistily následně delší dobu životnosti konstrukcí. Jednou z těchto novinek jsou i plasty vyztužené
vlákny (FRP), někdy také známé pod názvem polymery vyztužené vlákny. Tento materiál lze uplatnit
při konstrukci mostovek [2], kde lze dobře využít všech výhod, které nabízí oproti dosud nejčastěji
využívanému železobetonu. Největší výhodou, FRP mostovky je vysoký poměr pevnosti a hmotnosti.
Hmotnost mostovky z FRP materiálu se pohybuje přibližně okolo 150 kg/m2 [3], tahová pevnost FRP
se pohybuje okolo 500 MPa. Hmotnost železobetonové mostovky se pohybuje okolo 550 kg/m2. Další
velkou výhodou je vysoká odolnost proti degradaci materiálu působením vnějších vlivů, jako jsou
posypové soli nebo střídání teplot. S vysokou odolností a dlouhou životností materiálu přímo souvisí i
nízké náklady na údržbu a opravy FRP mostovek. Díky těmto svým vlastnostem se stal FRP materiál
velice lákavou alternativou k doposud používaným materiálům v mostním stavitelství. Jeho masovému
rozšíření však stále brání jeho vysoká pořizovací cena.
MOSTOVKOVÉ PANELY Z VLÁKNY VYZTUŽENÝCH POLYMERŮ
Do dnešní doby byly v zahraničí na několika mostech použity mostovky vyrobené z FRP panelů.
Nejčastěji se jednalo o rekonstrukce mostů, kde stávající mostovka již nevyhovovala a bylo potřeba ji
vyměnit. Další menší skupinou mostů, kde se můžeme s použitím FRP mostovek setkat, jsou
pohyblivé mosty. Zde byly nahrazeny stávající ocelové rošty za FRP panely, čímž se zachovala
hmotnost konstrukce, ale zlepšila se odolnost proti korozi a zároveň se snížila hlučnost při pojezdu
vozidel po konstrukci [2]. Třetí možnou aplikací FRP mostovkových panelů je jejich použití na
provizorních mostech. Při návrhu provizorních mostů, kde se předpokládá opakované používání a
častý transport celé konstrukce z místa na místo, není pořizovací cena hlavním kriteriem při výběru
použitých materiálu. Hlavním kriteriem je zde právě hmotnost konstrukce, doba životnosti a udržovací
náklady.
Doposud používané mostovkové panely je možné rozdělit do dvou velkých skupin podle technologie
výroby. První skupinou jsou sendvičové panely (obr. 1a), které jsou tvořeny z jednotlivých vrstev,
které jsou k sobě pevně spojeny. Tyto panely nabízejí nejlepší poměr tuhosti a hmotnosti a proto našly
své první uplatnění v leteckém průmyslu. Sendvičové panely jsou tvořeny dvěma okrajovými
vrstvami, které jsou od sebe odděleny jádrem, které nejčastěji tvoří vzájemně spojené šestihranné
buňky. Tato struktura připomíná včelí plást, z čehož vzešel i anglický název pro tyto panely
„honeycomb“. Další možná struktura jádra je pěnová. Okrajové vrstvy i jádro mohou mít různé
materiálové varianty, nejčastěji se však pro okrajové vrstvy využívá FRP materiál nebo hliník a pro
jádro nejčastěji materiál na bázi papíru vyztužený aramidovými vlákny. Nevýhodou těchto panelů je
- 22 -
nemožnost automatizace výroby a velká náročnost při návrhu. Tyto nedostatky jsou však vykoupeny
lepším poměrem tuhosti a vlastní hmotnosti tohoto panelu oproti ostatním typům.
Obr. 1: a) Sendvičový panel, b) Panel s výztužnými žebry
Fig. 1: a) Sandwich panel, b) Adhesive bonded panel
Dalším typem panelů se kterými se v praxi můžeme setkat častěji jsou panely s výztužnými žebry
(obr.1b) vyrobené procesem pultruze. Hlavní předností těchto panelů je možnost masové produkce,
kterou umožňuje plně automatizovaná technologie výroby. Panel je celý tvořen z FRP materiálu. Lišit
se může pouze uspořádáním a typem výztužných vláken v krajních vrstvách a ve výztužných žebrech
panelu. Tím že je materiál panelu homogenní je snazší jeho modelování metodou MKP a bude i snazší
stanovení návrhových postupů a použití tohoto typu panelu v mostním stavitelství.
ZÁVĚR
Cílem disertační práce autora je výzkum mostovkových panelů z FRP se zaměřením na panely s žebry
vyrobené procesem pultruze případně návrh nového mostovkového panelu a vytvoření návrhového
postupu. V současné době probíhá numerické modelování panelu s cílem optimalizace příčného řezu
panelu. Dalším krokem bude experimentální ověření materiálových vlastností, které budou použity pro
zpřesnění numerických modelů. Dále budou provedeny zkoušky globálního chování panelu, jehož
výsledky budou porovnány s výsledky z numerického modelu. Na závěr bude ověřen vliv cyklického
zatížení na FRP mostovkový panel v místě přípoje k hlavnímu nosnému systému. Uplatnění nového
mostovkového panelu z FRP se předpokládá na mostní provizorium TMS, ale uplatnění může nalézt i
při rekonstrukcích mostních objektů, kde je degradovaná současná mostovka nebo pro konstrukce
nových mostů, kde je potřeba snížit vlastní tíhu konstrukce.
OZNÁMENÍ
Tato práce vznikla za podpory projektu GAČR 103-08-H066
LITERATURA
[1] Majumdar, P, K: Strength and Life Prediction of FRP Composite Bridge Deck, Virginia
Polytechnic Institute and State University, April 2008
[2] Scott R.: FRP bridges – 14 years and counting, Reinforced Plastics magazine, January/february
2010
[3] Ganga Rao, V. S., Siva, R, Hota, V.: Advances in fibre-reinforced polymer composite
bridge decks, Progress in Structural Engineering and Materials. 2002, p. 161-168.
- 23 -
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
Structural glass is essential feature of the every modern building. Principal objective of this research
is provide background and facilitation incoming engineer and architects how to use this interesting
material easily in their project especially for girders. Hybrid steel-glass beam compounded from steel
flanges and glass web fulfil needs of architects due to its transparency and higher load bearing
capacity. Glass web of hybrid beams is parted to several panes partly from safety reasons, partly from
limited size of glass panels. Behaviour of this beam depends on number of glass panes in web, kind of
used adhesive and type of connection web between flanges.
Key words: hybrid, steel-glass, process of connection, glass, adhesive
ÚVOD
Stavební sklo je součástí každé moderní stavby. Cílem tohoto výzkumu je poskytnout budoucím
inženýrům a architektům podklady a pomůcky jak tento transparentní a zajímavý materiál vhodně
použít ve svých projektech a to především na nosné prvky, jako jsou nosníky či sloupy. Vzhledem k
malé pevnosti skla v tahu se sklo spojuje s jinými materiály, jako je např. dřevo, ocel, nerezová ocel,
hliník.
Výzkum je zaměřen na hybridní nosník složený z ocelových pásnic a dělené skleněné stojiny, viz obr.
1, který bude používán jako nosný prvek střešních konstrukcí či jako výztužný prvek skleněných fasád.
Nevýhodou skla je jeho křehký lom a proto se nosné prvky vyrábí z vrstveného skla s použitím PVB
folie. Z hlediska bezpečnosti je nutné, aby nosník i po rozbití či částečném porušení skla vykazoval
omezenou zbytkovou únosnost. Proto je výhodné, je-li skleněná stěna nosníku sestavena z více než
jednoho skleněného panelu. Další výhodou tohoto řešení je i možnost výroby hybridních nosníků o
delším rozpětí, než je výrobní rozměr skla (3,21 x 6,0m) [1]. Vliv na únosnost a chování nosníku bude
mít počet skleněných panelů ve stojině i druh použitého skla, lepidla a také způsob připojení stojiny.
Chování nosníku bude modelováno pomocí analytických a numerických modelů, které budou ověřeny
experimenty.
Obr. 1: Hybridní nosník – vizualizace
Fig. 1: Hybrid beam – visualization
- 24 -
ANALYTICKÉ MODELY
První analytický model použitý pro ruční výpočty je založen na příhradové analogii [2], kdy hybridní
nosník s dělenou skleněnou stojinou modelujeme jako příhradový nosník. Horní a dolní pás nosníku je
tvořen ocelovými pásnicemi a skleněné panely nahrazují tlačené diagonály. Stojina je k hornímu a
dolnímu pásu připojena pomocí smykového lepeného spoje. Tuhost tohoto smykového spoje je přímo
závislá na tuhosti použitého lepidla, na typu připojení stojiny k pásnicím a také na počtu panelů
stojiny, viz tab. 1.
Druhý analytický model použitý pro ruční výpočty je založen na analogii s Vierendeelovým nosníkem
[2]. Jednotlivé skleněné panely spolu s ocelovými pásnicemi vytvářejí nosnou rámovou konstrukci.
Tuhost celého nosníku je nepřímo závislá na počtu skleněných panelů. Lepený přípoj mezi stojinou a
pásnicí je závislý na materiálových vlastnostech lepidla, zejména jeho modulu pružnosti. Pracovní
diagram lepidel není lineárně pružný, ale elastoplastický, což výrazně ovlivňuje chování nosníku
v průběhu zatěžování.
PROVEDENÉ RUČNÍ VÝPOČTY
Pro výpočet byl zvolen hybridní nosník s rozpětím 4,25 m, viz obr. 2 se dvěma typy průřezů dle tab. 1,
2 (přípoj přímý a přípoj s úhelníky). U těchto průřezů byly vypočteny příslušné průřezové
charakteristiky. Z výše uvedených modelů byly odvozeny vztahy použitelné pro ruční výpočet a za
pomoci programu Excel byla na nosnících provedena studie, vždy pro různý počet dílů skleněné
stojiny (3, 5, 7) a také pro tři druhy lepidel (na bázi epoxidu, akrylátu a polyuretanu). Sledovány byly
hodnoty především smykového napětí ve vrstvě lepidla a průhyb nosníku.
Nosník s přímým přípojem skleněných panelů a na tomto nosníku vypočtené hodnoty svislé
deformace w uprostřed rozpětí a smykového napětí τEd ve vrstvě lepidla u podpory jsou uvedené v tab.
1. Velikost zatížení PEd=20 kN (MEd=28,3 kNm) je pro všechny nosníky stejná a odpovídá dosažení
smykové pevnosti v polyuretanovém lepidle τRd,max=5,0 MPa a také dosažení limitního průhybu
nosníku 17,0 mm. Porovnání analytických modelů a vliv počtu skleněných tabulí, viz tab. 1.
Tab. 1: Hybridní nosník s přímým přípojem skleněných panelů
Table 1: Hybrid beam with a abutting joint of glass panes
Průřez
Veličina
Druh
lepidla
Počet tabulí
skla
Epoxid
3
5
Akrylát
Celková svislá
deformace w [mm]
Vierendeelmodel
6,12
6,36
6,43
7
6,88
3
7,22
5
Polyuretan
Příhradová
analogie
8,10
7,90
7
9,42
3
10,75
5
13,50
12,89
7
17,61
Limitní průhyb nosníku L/250 [mm]
Maximální
smykové napětí
ve vrstvě lepidla τEd
[MPa]
bez vlivu
lepidla
17,0
3
3,12
3,25
5
3,04
4,01
7
3,02
4,94
Nosník s přípojem skleněných panelů pomocí úhelníků a na tomto prvku vypočtené hodnoty svislé
deformace w uprostřed rozpětí a smykového napětí τEd ve vrstvě lepidla u podpory jsou uvedené v tab.
- 25 -
2. Velikost zatížení PEd=35 kN (MEd=49,6 kNm) je pro všechny nosníky stejná a odpovídá dosažení
smykové pevnosti v polyuretanovém lepidle τRd,max=5,0 MPa a také dosažení limitního průhybu
nosníku 17,0 mm. Porovnání analytických modelů a vliv počtu skleněných tabulí, viz tab. 2.
Tab. 2: Hybridní nosník s přípojem skleněných panelů pomocí úhelníků
Table 2: Hybrid beam with conection between web and flanges by steel angels
Průřez
Veličina
Druh
lepidla
Počet tabulí
skla
Epoxid
3
5
Akrylát
Celková svislá
deformace w [mm]
Vierendeelmodel
10,12
10,34
10,41
7
10,85
3
11,16
5
Polyuretan
Příhradová
analogie
11,80
12,00
7
13,26
3
14,50
5
16,49
17,12
7
21,04
Limitní průhyb nosníku L/250 [mm]
Maximální
smykové napětí
ve vrstvě lepidla
τEd [MPa]
bez vlivu
lepidla
17,0
3
2,95
3,08
5
2,88
3,81
7
2,86
4,70
PLÁNOVANÉ EXPERIMENTY
Jsou připraveny tři sady experimentů. V první sadě je plánováno vyzkoušet 2 nosníky se stojinou
z jednoho skleněného panelu, kde stojina je z tepelně zpevněného dvouvrstvého skla 2x12 mm. Po
rozbití jedné tabule, tj. jedné vrstvy skla ještě před zkouškou, bude nosník zatížen provozním
zatížením po dobu 48 hod. V této době bude zkoumáno chování nosíku a jeho robustnost, rozvoj trhlin
a svislá deformace. Po dobu zatěžování (48 hodin) by nemělo dojít ke kolapsu nosníku.
V druhé sadě je plánováno vyzkoušet 1 nosník s dělenou stojinou ze 3 skleněných panelů. Stojina
bude vyrobena z tepelně zpevněného dvouvrstvého skla 2x12 mm s přípojem pomocí U profilu
k pásnici. Nosník bude zatěžován až do porušení, tj. vzniku první trhliny. Následně bude zkoumána
zbytková únosnost a to až do kolapsu konstrukce, bude také sledován rozvoj trhlin ve stojině. Nosník
bude zatížen 2 břemeny, viz obr. 2, a bude příčně držen uprostřed rozpětí , tzn. bude zajištěna příčná a
torzní stabilita. Cílem této sady experimentu bude ověření analytických modelů a také numerického
modelu nosníku.
Obr. 2: Statické schéma
Fig. 2: Structural systém
Ve třetí sadě je plánováno vyzkoušet 8 nosníků s dělenou stojinou z 5 skleněných panelů. Stojina bude
vyrobena z tepelně zpevněného dvouvrstvého skla 2x12 mm, resp. třívrstvého 3x8 mm. Tři nosníky
budou s přípojem pomocí U profilu a pět s přímým spojem, vždy s jiným typem lepidla, viz tab. 3.
- 26 -
Styk mezi jednotlivými panely stojiny bude realizován dvěma způsoby: na sraz bez vyplnění spáry
nebo s přeplátováním, resp. na pero a drážku.
Vždy jeden nosník s přímým přípojem a jeden nosník s přípojem stojiny pomocí U profilu budou
zatěžovány až do porušení, tj. vzniku první trhliny. Od vzniku první trhliny bude zkoumána zbytková
únosnost a to až do kolapsu konstrukce, bude také sledován rozvoj trhlin ve stojině. Nosník bude
zatížen 2 břemeny, viz tab. 3, a bude příčně držen uprostřed rozpětí. V těchto bodech zajištěna příčná a
torzní stabilita. U ostatních nosníků bude rozbit jeden panel stojiny (všechny vrstvy skla) ještě před
zkouškou. Nosník bude zatížen provozním zatížením po dobu 48 hod. V této době bude vyšetřováno
chování nosníku - robustnost, rozvoj trhlin a svislá deformace. Po dobu zatěžování (48 hodin) by
nemělo dojít ke kolapsu nosníku.
Tab. 3: Třetí sada experimentů
Table 3: Third set of experiments
Statické schéma
zpevněné sklo
s PVB folií
tupý spoj
tupý spoj
spoj pero drážka
Počet zkoušeným vzorků
tloušťka skla [mm]
akrylát
polyuretan
2x 12
3
0
0
3x 8
0
3
2
ZÁVĚR
Cílem bude stanovit zbytkovou únosnost a robustnost hybridních nosníků s dělenou stojinou. Dále
bude pomocí numerického modelu (vytvořeného v programu ANSYS v souladu s výsledky z
plánovaných experimentů) provedena parametrická studie a tímto budou ověřeny výsledky výpočtů
provedených pomocí analytických modelů (příhradová analogie, Vieredeelův model). Upravené a
ověřené analytické modely budou poté sloužit jako podklad pro navrhování při běžné inženýrské praxi.
OZNÁMENÍ
Tato práce vznikla za podpory výzkumného záměru RFCS – CT 2007 – 0036 „INNOGLAST“.
LITERATURA
[1] HERON Volume 52, No. 1/2, Structural Glass, 2007 [ISSN 0046-7316]
[2] Feldmann M.: Development of optimum hybrid steel-glass-beams in respect to structural an
architectural criteria, ANNEX 2007, RWTH Aachen, Germany
- 27 -
LEPENÉ SPOJE KONSTRUKCÍ ZE SKLA NAMÁHANÉ SMYKEM
SHEAR BONDED CONNECTIONS OF GLASS STRUCTURES
Klára Machalická
Abstract
There has been a new trend in architecture to use a glass as a structural element due to a great
advantage of transparency. Structural glass is often combined with other materials like steel,
aluminium or wood to improve the load carrying capacity, stiffness and failure behaviour.
Connections between glass panes and another material are a specific problem in the realization of
these structures. Quality of the shear connection between glass and glass or glass and another
material has an essential influence to the load-carrying capacity of the whole system. Bonded joints,
depending on the width and stiffness, provide a uniform distribution of stresses due to relatively large
bonded area in comparison to bolted connections. This is a significant advantage in glass connections
because of the brittle behaviour of glass which is sensitive to stress concentrations.
Key words: glass structures, bonding, shear adhesive connection, glue
ÚVOD
V současné době jsou vyvíjeny různé typy hybridních prvků, kdy se konstrukční sklo často kombinuje
s jinými materiály s cílem zvýšit únosnost prvku a dosáhnout bezpečného chování při porušení při
zachování transparentnosti. S ohledem na křehkost skla je u těchto prvků spoj mezi sklem a jiným
materiálem výhodné provádět jako lepený, protože v závislosti na geometrii a tuhosti spoje lze zabránit
vytvoření špiček napětí ve spoji. Míra spolupůsobení mezi oběma materiály ovlivňuje celkovou
únosnost hybridního konstrukčního prvku. Pro správný a bezpečný návrh je důležitá znalost vlivu
různých faktorů na únosnost lepeného spoje ve smyku. Jedná se zejména o chování spoje v závislosti
na druhu lepidla, druhu spojovaných materiálů, povrchové úpravě nebo stárnutí spoje. Únosnost
lepeného spoje dále závisí na geometrii a rozměrech spoje, délce trvání zatížení, rozsahu působícího
zatížení, okolním prostředí (vlhkost, teplota, UV záření, chemické složení), součiniteli teplotní
roztažnosti spojovaných materiálů, úpravě a stavu povrchu skla, provedení spoje, údržbě a ošetřování
spoje během provozu.
LEPENÝ SPOJ KONSTRUKCÍ ZE SKLA
Zdokonalování technologie lepení a vývoj nových výrobků vytváří širší možnosti spojování
konstrukčního skla včetně možnosti vytvoření transparentních lepených spojů. Výběr lepidla a jeho
mechanických vlastností umožňuje široké možnosti použití lepených spojů. Mezi hlavní výhodu
lepených spojů ve srovnání se šroubovanými spoji patří fakt, že napětí může být přenášeno do
křehkého skla rovnoměrně, a tedy příznivěji, v závislosti na geometrii a tuhosti spoje. Při použití
lepeného spoje odpadá nutnost vkládání mezivrstvy mezi sklo a tvrdý materiál, lze spojovat tenčí
materiály, snižuje se hmotnost celého spoje, vrstva lepidla může působit jako těsnění a v závislosti na
výběru lepidla může být i chemicky odolná.
Volbou vhodného lepidla a tloušťky lepené vrstvy lze docílit vyrovnání rozdílných délkových změn
vlivem odlišných tepelných roztažností spojovaných materiálů. Tloušťkou lepené vrstvy lze při použití
poddajných nebo výplňových lepidel vyrovnat výrobní tolerance až několik centimetrů bez ztráty
pevnosti. Porovnání vlastností různých druhů lepidel je znázorněno na obr. 1, [1].
Při posuzování z hlediska vlivu na lidské zdraví jsou lepené spoje výhodné, protože nevzniká žádný
nebezpečný hluk a při dodržení zásad bezpečnosti práce je vliv chemických látek na lidské zdraví
zanedbatelný [2].
- 28 -
Obr. 1: Porovnání vlastností různých druhů lepidel
Fig. 1: Qualitative comparison of different adhesive joints
HODNOCENÍ LEPENÉHO SPOJE DLE TUHOSTI
Lepený spoj může být hodnocen podle tuhosti jako poddajný nebo tuhý. Poddajná lepidla – silikony a
jednosložkové polyuretany – lze klasifikovat podle jejich termomechanických vlastností jako
elastomery. Elastomery mají díky nízké hustotě intermolekulárních vazeb, mají schopnost protažení až
několikanásobku původní délky a po ukončení působení zatížení se rychle vrátí do původního tvaru.
Lepidla na bázi silikonů běžně dosahují pevností v tahu kolem 0,8 až 1,8 MPa. Elastomery se aplikují
ve vrstvě průměrně kolem 5 mm a vzhledem k nízkému modulu pružnosti vyrovnávají koncentrace
napětí. Proto jsou vhodné pro lineární spoje, dynamicky zatížené spoje a také dobře plní další
technické funkce lepidel jako je těsnění nebo útlum přenosu hluku mezi spojovanými částmi. I přes
dlouhou tradici používání silikonových lepidel pro lepení skla v architektuře nejsou poddajná lepidla
vhodná pro bodové spoje, protože nejsou schopna přenosu velkých smykových sil.
Tuhá lepidla – akryláty a epoxidy - lze klasifikovat dle termomechanických vlastností jako termosety.
Tuhost termosetů je dosažena díky jejich husté zesíťované struktuře intermolekulárních vazeb.
Termosety mají schopnost vytvořit silné vazby mezi atomy lepidla a povrchem skla a vytvořit pevný
tuhý spoj. V optimální tloušťce dosahují vysokých hodnot pevnosti, ale mají malou schopnost
protažení. Některé akryláty jsou transparentní, vytvrzované pomocí UV záření. Po vytvrzení zůstávají
UV stabilní, což lze považovat za výhody 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 (průměrně kolem 5 mm). Tato lepidla mohou být vhodná pro použití
v hybridních konstrukcích, protože jimi lze překonat imperfekce v rovinnosti různých spojovaných
materiálů, viz obr. 2 a 3, [2].
ADHEZE A KOHEZE
Únosnost lepeného spoje je závislá především na dvou nejdůležitějších činitelích – adhezi a kohezi.
Adheze (přilnavost) je vzájemné přitahování dvou povrchů adhezními silami. Adheze souvisí s
molekulovou strukturou lepidla, je výsledkem působení chemických a fyzikálních sil na stykových
plochách v nerovnostech a pórech materiálů. Koheze (soudržnost) charakterizuje stav látky (lepidla),
ve kterém drží její částice působením mezimolekulárních sil pohromadě. V konstrukci ze skla může
dojít k porušení lepeného spoje jedním ze tří způsobů. Z hlediska bezpečnosti je nejméně přijatelné
porušení prvku ze skla překročením jeho tahové nebo smykové pevnosti. V případě prokluzu nebo
utržení vrstvy lepidla od stykové plochy lepeného materiálu jde o nedostatečnou adhezi lepidla ke
stykové ploše lepeného prvku. Adheze závisí na přípravě lepených ploch (čištění, odmaštění, použití
primerů) a na druhu spojovaných materiálů. Zdrsnění povrchu skla (např. pískováním) snižuje pevnost
skla, ale v závislosti na viskozitě lepidla může zlepšit adhezi. V případě porušení soudržnosti vrstvy
lepidla (koheze) jde o žádaný způsob porušení spoje. Vlivem smykového namáhání dochází ke ztrátě
- 29 -
soudržnosti vrstvy lepidla až nakonec dojde k jejímu roztržení. Konstrukce tak svým chováním má
schopnost varovat před blížícím se celkovým kolapsem.
Obr. 2: Vliv tloušťky vrstvy lepidla na únosnost tuhého lepeného spoje
Fig. 2: The effect of adhesive layer thickness on the strength of rigid adhesive bonds
Obr. 3: Vliv tloušťky vrstvy lepidla na únosnost poddajného lepeného spoje
Fig. 3: The effect of adhesive layer thickness on the strength of elastic adhesive bonds
ŽIVOTNOST A STÁRNUTÍ LEPENÉHO SPOJE
Životnost lepeného spoje závisí na chemickém složení lepidla a na jeho makromolekulární struktuře.
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 jsou
poškozeny adhezní síly mezi povrchem skla a lepidlem. Pro lepení skla se doporučuje používat UVodolná lepidla nebo celý spoj chránit neprůsvitnou vrstvou nanášenou na povrch skla.
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
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
[3]. 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.
PLÁN EXPERIMENTŮ
Neúplné údaje o lepidlech poskytované výrobci, chybějící údaje o chování lepidla ve spoji a chybějící
normy či jiné přepisy pro výpočet lepeného spoje jsou v současnosti základními problémy při návrhu
lepených spojů. Vlastnosti lepeného spoje jsou závislé nejen na výběru lepidla, ale také na
spojovaných materiálech a jejich povrchových úpravách. První zkoušky zaměřené na chování lepeného
spoje ve smyku na malých tělesech jsou připraveny dle schématu na obr. 4. Ve spolupráci se
zastoupením firem SIKA.CZ a 3M byla vybrána lepidla různých mechanických vlastností od
nejtužších epoxidových pryskyřic po nejpoddajnější silikonová lepidla, do výběru lepidel byla také
zahrnuta transparentní lepidla vytvrzující pomocí UV-záření určená pro lepení skla. Pro zjištění adheze
vybraných lepidel k různým materiálům budou tyto experimenty provedeny pro spoj sklo s běžnou
ocelí, nerezovou ocelí, hliníkem, dřevem, sklem a pískovaným sklem.
- 30 -
Stárnutí spoje bude zkoumáno na vzorcích vystavených cyklickým změnám teploty a vlhkosti.
Výsledky (pevnosti ve smyku i chování pod rostoucím zatížením) se porovnají se vzorky, které nebyly
vystaveny změnám teploty a vlhkosti.
Obr. 4: Schéma uspořádání zkoušek lepeného spoje ve smyku
Fig. 4: Setup of the small-scale shear connection tests
ZÁVĚR
Přesná představa o chování vrstvy lepidla (různých druhů lepidel) pod rostoucím zatížením včetně
vlivu adheze lepidla k různým materiálům a vlivu vystavení spoje okolnímu prostředí, je důležitá pro
správný a bezpečný návrh lepených spojů i k úspěšnému výzkumu lepených spojů konstrukcí ze skla.
OZNÁMENÍ
Tato práce vznikla za podpory výzkumného grantu GAČR 103-08-H066
LITERATURA
[1] Wurm J.: Glass Structures, Design and construction of self-supporting skins, Birkhäuser, 2007, pp.
86 – 88, ISBN 978-3-7643-7608-6
[2] Burchardt B., Diggelmann K., Koch S., Lanzendörfer B., Wappmann R., Wolf J.: Elastic Bonding,
Sika Services AG, 2006, ISBN-10 3-937889-35-3
[3] Huveners E. M. P., van Herwijnen F.: Mechanical shear properties of adhesives, Glass
performance days 2007, Tampere, pp. 367 – 370, ISBN 952-91-8674-6, www.gpd.fi
- 31 -
CHOVÁNÍ PŘEDEPNUTÝCH PRUTŮ Z NEREZOVÝCH OCELÍ
PRESTRESSED STAINLESS STEEL MEMBERS BEHAVIOUR
Kateřina Servítová
Abstract
Paper describes material properties of stainless steels used for load-bearing civil engineering
structures however the main emphasis is laid on extremely slender compression members in form of
stayed columns. The tests prepared in Central laboratory of CTU in Prague are discussed, which will
be evaluated and analysed with a goal to result in design recommendations of such type of structures.
Key words: Stainless steel structures, Prestressed structures, Prestressed stainless steel columns,
Prestressed stainless steel beams, Experimental analysis
NEREZOVÁ OCEL
Korozivzdorná ocel se díky své trvanlivosti a vzhledu začíná stále více používat na nosné stavební
konstrukce. Kromě vyšší ceny materiálu brání většímu využívání i omezenější sortiment výrobků.
Korozivzdorné oceli se dělí podle chemického složení a metalurgické struktury do pěti základních
skupin: austenitické, feritické, austeniticko-feritické (označované také jako duplexní), martenzitické a
precipitačně vytvrzené. Pro stavební konstrukce se nejčastěji užívají oceli austenitické a austenitickoferitické. Chemické složení jednotlivých tříd udává EN 10088-1 [1]. Označení je buď chemickou
značkou nebo číslem ve formátu 1.4301 (1 - ocel; 43 - obsahuje více než 2,5 % Ni a neobsahuje Mo,
Nb a Ti; poslední dvojčíslí určuje konkrétní ocel ve skupině). Pracovní diagram korozivzdorných ocelí
nemá na rozdíl od běžných uhlíkových ocelí vyznačenou mez kluzu (obr. 1) a proto byla zavedena
smluvní mez kluzu, která odpovídá napětí, při kterém vznikne poměrné plastické přetvoření 0,2%.
Obr. 1: Porovnání pracovního diagramu uhlíkových a korozivzdorných ocelí
Fig.1: Comparison of low-carbon and stainless steel stress-strain relationship
Korozivzdorné oceli mají zpravidla vysokou tažnost, která dosahuje až 60%, zatímco uhlíková ocel
pouze 20-30%. Pro návrh konstrukce z uhlíkových ocelí se používá bilineární pracovní diagram, který
je zjednodušený především v části zpevňování materiálu. Při použití stejného zjednodušení pro
korozivzdorné oceli by byl výsledný návrh konzervativní s výjimkou stabilitního návrhu, kde by návrh
byl naopak optimistický. Proto se používají výstižnější modely pracovního diagramu, jejichž základem
je tříparametrický Ramberg-Osgoodův model (obr. 2). Zpřesnění bylo provedeno Mirambellem a
Realovou zavedením dvoustupňového modelu, upraveného ještě Gardnerem a Nethercotem (obr. 2).
Norma EN1993-1-4 [2] používá pro modelování materiálových vlastností jednoduchý RambergOsgoodův pracovní diagram.
- 32 -
Obr. 2: Porovnání Ramberg-Osgoodova a dvoustupňového pracovního diagramu
Fig. 2: Comparison of Ramberg-Osgood and two-stage stress-strain relationship
PŘEDPJATÉ KONSTRUKCE
Předpjaté konstrukce jsou konstrukce, do kterých se v průběhu výroby, montáže nebo provozu
(zesilování konstrukcí) vnáší záměrně napětí [3].
Předpjaté konstrukce lze dělit podle účelu konstrukce, způsobu předpětí nebo materiálu
(vysokopevnostní, běžný materiál). Předpětí se používá pro zvýšení únosnosti, zmenšení průhybu,
zvýšení tuhosti konstrukce nebo zmenšení vzpěrných délek. Konstrukce lze předpínat vytvořením
vícevrstvé konstrukce spojením předem ohnutých prvků, změnou polohy podpor (staticky neurčité
konstrukce), montážním postupem, použitím pomocného zatížení – balastu, využitím nebo vyvoláním
vlastních pnutí konstrukce. Konstrukce lze předpínat jako celek, jednotlivé prvky nebo skupiny prvků
[3].
Příhradové a plnostěnné nosníky (vzpínadla a věšadla) předpjaté pomocí táhel s vysokou pevností jsou
nejrozšířenějším a nejpoužívanějším typem předpjatých konstrukcí. Táhla mohou být umístěna uvnitř
(obr. 3a) nebo vně konstrukce (obr. 3b,c).
a
b
c
Obr. 3: Tlačené pruty: a - s centrickým táhlem, b - s excentrickými táhly, c - s táhly ve
tvaru vzpínadla
Fig. 3: Compression members: a - with centric tie, b - with eccentric ties, c - with ties forming
a stayed column
Pruty s centricky umístěným táhlem (obr. 3a) se využívají na tažené prvky, protože se použitím
předpětí nezkracuje vzpěrná délka prutu. Při excentrickém uspořádáním táhel (obr. 3b) dochází ke
zmenšení vzpěrné délky, ale aby bylo zkrácení výraznější, musí být excentricita a tuhost táhel poměrně
vysoká. Z tohoto hlediska je nejvýhodnější typ ve tvaru vzpínadla (obr. 3c), který zkracuje vzpěrnou
délku až na polovinu [3].
EXPERIMENTY
V Brazílii byly provedeny zkoušky ocelového nepředpjatého a předpjatého prutu (obr. 4) z trubky o
vnějším průměru 89,3 mm a tloušťce 3,2 mm, dlouhého 12 m, s křížem délek 600 mm z trubek o
vnějším průměru 42,6 mm a tloušťce 3 mm. Jako táhel bylo použito lan o průměru 6,35 mm. Mez
- 33 -
pevnosti použité oceli byla 380 MPa u prtu a 750 MPa u drátů lana. Experimentálně určená únosnost
v tlaku samotného prutu bez kříže s lany byla 10 kN, při přidání kříže s lany bez předpětí byla
únosnost 20 kN a při použití předpětí ocelkové velikosti 7,12 kN byla únosnost 25 kN (test musel být
předčasně ukončen) [4,5]. Další výzkum tohoto problému byl pouze teoretický [6].
Obr. 4: Nákres a rozměry ocelového sloupu podle [4]
Fig.4: Steel column’s layout and dimensions after [4]
V rámci disertační práce jsou na FSv ČVUT připraveny zkoušky tří tlačených předpjatých nerezových
prutů délky 5 m ve svislé poloze. Pro návrh vzorků byla provedena studie významu hlavních
parametrů. Prosté a vzpěrné únosnosti byly vypočteny podle ČSN EN 1993-1-4 jako charakteristické
hodnoty, kritické hodnoty pomocí softwaru SCIA ENGENIER 2009 ve 3D bez předpětí (tab.1,2).
Tab.1: Kritické zatížení v závislosti na průměru hlavního prutu
Table 1: 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
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
60 / 2
2,61
Tab.2: Únosnost a kritické zatížení v závislosti na velikosti kříže
Table 2: Resistance and critical load depending on cross size
velikost kříže
[mm]
kritické zatížení
SCIA ENGINEER [kN]
kritické zatížení - 1 půlvlna
[kN]
kritické zatížení - 2 půlvlny
[kN]
bez kříže
6,9
6,87
27,48
125
13,2
6,87
27,48
250
29,1
6,87
27,48
500
36,2
6,87
27,48
1000
33,0
6,87
27,48
2000
30,6
6,87
27,48
Odtud vyplynuly rozměry a uspořádání zkušebních vzorků: hlavní prut je zhotoven z jednoho kusu
kruhové trubky o vnějším průměru 50 mm a tloušťce stěny 2 mm, ke kterému je uprostřed přivařen
kříž (obr.5). Kříž je zhotoven ze čtyř na sebe kolmých kruhových trubek o vnějším průměru 25 mm a
tloušťce stěny 1,5 mm. Trubky jsou z materiálu 1.4301 a pro předpětí jsou použita jednopramenná
vinutá lana Macalloy o průměru 4 mm. Lana budou před zkouškou předepnuta silou 0,25 kN a při
překročení normou dané počáteční křivosti bude prut vyrovnán pomocí nerovnoměrného předpětí v
lanech. Zatěžovat se bude v několika zatěžovacích stupních. Před započetím zkoušky bude změřen
- 34 -
počáteční tvar prutu prostorovým protínáním vpřed pomocí totální stanice. V průběhu experimentu
budou deformace měřeny v sedmi bodech ve dvou na sebe kolmých směrech pomocí potenciometrů a
zároveň bude celý prut měřen 3D skenováním.
Obr. 5: Uspořádání a rozměry nerezového prutu
Fig.5: Stainless steel column’s layout and dimensions
ZÁVĚR
Snaha o potlačení viditelnosti nosných konstrukcí a otevření, resp. prosvětlení prostoru vede často k
užití subtilních prvků z nerezové oceli. Předepnutím lze zkrátit vzpěrné délky a tím zvýšit únosnost
prutu. Další výhodou je snadnější doprava a montáž konstrukce pro její nižší hmotnost. V rámci
disertační práce se předpokládá ověření velmi štíhlých tlačených prvků z nerezové oceli v laboratoři,
následná numerická analýza a příslušné parametrické studie.
OZNÁMENÍ
Tento výzkum je podpořen výzkumným grantem GAČR 103-08-H066.
LITERATURA
[1] ČSN EN 10088-1: Korozivzdorné oceli - Část 1: Přehled korozivzdorných ocelí, ČNI, Praha, 2005
[2] ČSN EN 1993-1-4: Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí - Část 1-4: Obecná pravidla Doplňující pravidla pro korozivzdorné oceli, ČNI, Praha, 2008
[3] Ferjenčík P., Tocháček M.: Predpäté kovové konštrukcie, Bratislava, 1966
[4] 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
[5] 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
[6] Saito D.: Post-buckling behaviour of prestressed steel stayed columns, Department of Civil and
Environmental Engineering, Imperial College of Science, Technology & Medicine, London, 2008
- 35 -
EXPERIMENTÁLNÍ A NUMERICKÁ ANALÝZA HYBRIDNÍCH NOSNÍKŮ ZE
SKLA A OCELI
EXPERIMENTAL AND NUMERICAL ANALYSIS OF THE HYBRID STEEL-GLASS
BEAMS
Michal Netušil
Abstract
New hybrid steel-glass beam consists of steel flanges and glass web bonded together. Glued joint,
realized by polymer adhesive is the key element of whole composite structure, therefore also the key
aspect of research, development and numerical modeling. This paper deals with the research pointed
on the description of different adhesive behavior under increasing load, ultimate carrying capacity of
the area glued joints according to the thickness of the adhesive layer and calibration of the FE models
of polymer adhesives, transferred from industry to glass construction design (epoxies, acrylics,
polyurethanes, silicones). Each adhesive has its own material behavior and appropriate numerical
model, which fits the best. Main task of the last period was to find out these non-linear models and
verify them by experiments. Properly fitted models of the adhesive layer, verified by small-scale shear
steel-glass connection tests, was involved to prepared complex FE model of the hybrid beam.
Key words: hybrid steel-glass beam, polymer adhesive, FE modelling
ÚVOD
V uplynulém období bylo uskutečněno několik sérií experimentů, zaměřených na zjištění
materiálových vlastností lepidel, která byla vybrána jako odpovídající požadavkům pro použití v
hybridním nosníku, a na stanovení únosnosti lepeného spoje ocel-sklo ve smyku a v tahu. V druhém
případě se jednalo o experimenty, které měly popsat rozdílné chování různých materiálů, používaných
běžně pro spoje s nosnou funkcí. Na základě výsledků byly kalibrovány rozdílné nelineární numerické
materiálové modely lepidel, které byly vytvořeny díky vstupním hodnotám získaným z materiálových
zkoušek. Ve spolupráci s firmou SIKA CZ byla vybrána a experimentálně zkoušena 4 lepidla a sice
epoxidové lepidlo SIKADUR 30, akrylát SIKAFAST 5211, polyuretan SIKATACK+BOOSTER a
silikon SIKASIL SG 500.
Lepidla byla vybírána s ohledem na více parametrů vzhledem k jejich použití v dlouhém, smykem
namáhaném spoji mezi stojinou a pásnicí hybridního nosníku. Tento spoj je pro fungování nosníku
klíčový, protože musí svou tuhostí zajistit spolupůsobení obou materiálů, ale také dostatečně pružně
kompenzovat rozdílné teplotní deformace skla a oceli. Zvláštní pozornost byla při výběru věnována
vlivu stárnutí (zajištění funkce spoje i po několika desetiletích) a taká UV stabilitě materiálu lepidla.
Obecně známá UV nestabilita polyuretanových lepidel byla v případě SIKATACKU vyřešena
primerovými nátěry s UV odolností až 99,7% na stranu oceli i skleněné stojiny. Je tak zabráněno
dopadu světla na lepený spoj vlivem odrazu uvnitř skleněné stojiny. Ukázalo se jako nemožné použít
pro tento spoj jednosložkové lepidla tvrzené vzdušnou vlhkostí, protože šířka spoje nedovolovala
rovnoměrné tuhnutí lepidla, takže by uprostřed spoje mohlo vznikat tzv. „živé“ jádro, které by
znamenalo značné snižovalo únosnost spoje a tím i celého nosníku. Je tedy nutné pro spoj použít
dvousložkové lepidla nebo systém BOOSTER, který funguje v podstatě jako druhá složka a který
zajistí rovnoměrné tuhnutí spoje i bez přísunu vzdušné vlhkosti. Celý proces tvrdnutí se vlivem
Boosteru zkracuje na několik desítek minut oproti několika dnům v případě samotného
jednosložkového lepidla. Každé z vybraných lepidel má své specifické chování, které bylo třeba
numericky modelovat pomocí metody konečných prvků v programu ANSYS 11.Každé z lepidel
vykazuje také rozdílné chování pod rostoucím zatížením při různých tloušťkách spoje. Experimenty
bylo mimo jiné dokázáno, že s rostoucí tloušťkou spoje (nad jistou mez) sice roste schopnost spoje
pružně se deformovat, ale klesá jeho celková únosnost. Jelikož je schopnost pružného protažení
(smyková deformace) jednou z podmínek použití daného typu lepidla v hybridním nosníku (kvůli
- 36 -
kompenzaci rozdílné teplotní roztažnosti skla a oceli a kvůli možnosti přerozdělení špiček napětí ve
spoji) a tato vlastnost je úměrná tloušťce spoje, byl výzkum zaměřen také na stanovení vlivu tloušťky
spoje na jeho tuhost a únosnost.
PROVEDENÉ EXPERIMENTY
První sadou provedených experimentů byly materiálové zkoušky uspořádané dle [1]. Zkušební tělesa
byla tvořena odlitky vytvrzených lepidel daného tvaru a tloušťky. Při kontrolované deformaci
1mm/min byla na předem určeném úseku měřena hodnota podélného protažení. Výsledky těchto
experimentů, kterými jsou např. pracovní diagram, Youngův modul pružnosti a Poissonův součinitel,
skutečná pevnost v tahu nebo protažení při přetržení, slouží jako vstupní data pro definování
materiálového modelu lepidla v numerickém výpočetním modelu lepeného spoje. Porovnání
pracovních diagramů lepidel je na obr. 1., kde S- silikon, A- akrylát, PU- polyuretan. Chybí zde
pracovní diagram epoxidového lepidla, který je téměř lineární a od ostatních lepidel se liší téměř o řád
s dosaženou pevností v tahu okolo 35 MPa a protažením při přetržení méně než 0,5% (0,005 v obr. 1),
tedy téměř na hranici měřitelnosti. Po zralé úvaze může být takové epoxidové lepidlo v dalším výpočtu
uvažováno jako lineárně elastický materiál.
Obr. 1: Porovnání výsledků materiálových zkoušek pro různá lepidla
Fig. 1: Comparison of the material tests of different adhesives
Dalším krokem experimentálního programu byla kalibrace numerických modelů lepeného spoje
pomocí výsledků jednoduchých tahových a smykových zkoušek spoje ocel-sklo, uspořádaných dle
obr. 2, které byly uskutečněny v Kloknerově ústavu při ČVUT Praha.
Obr. 2: Uspořádání zkoušek lepeného spoje ocel-sklo (vlevo: tah, vpravo: smyk)
Fig. 2: Set-up of the tension (left) and shear (right) steel-glass connection tests
- 37 -
Mimo ověření správné funkce materiálových modelů lepidel prokázaly tyto experimenty také skutečné
mechanické a přetvárné charakteristiky spoje, které se liší od charakteristik samotných lepidel
vzhledem k jinému způsobu namáhání vrstvy lepidla v plošném spoji. Zjištěná skutečná únosnost a
tuhost spoje ve smyku je také určujícím faktorem pro výpočet a posouzení hybridního nosníku pomocí
Möhlerovy metody, popsané dříve v [2]. Všechna lepidla byla při výrobě zkušebních těles aplikována
profesionálně v laboratořích firmy Sika CZ v Brně a byly použity certifikované technologie přípravy a
případné aktivace povrchu před lepením pomocí primerových nátěrů (pro některá lepidla). Tím bylo
dosaženo požadované přilnavosti lepidla ke kontaktnímu povrchu, aby ke kolapsu vzorku docházelo
vždy porušením vnitřní soudržnosti lepidla a ne ztrátou adheze. To se ve velké většině případů také
podařilo a chování lepidla ve spoji mohlo být popsáno v celém rozsahu jeho přetváření až do porušení.
Na obr. 3 vlevo je průběh zkoušky spoje ocel-sklo v tahu, na obr. 3 uprostřed je potom průběh zkoušky
spoje ve smyku a reprezentativní kohezní porušení spoje je na obr. 3 vpravo.
Obr. 3: Zkoušky lepeného spoje (zleva: tah, smyk, kohezní porušení)
Fig. 3: Steel-Glass connection tests (from left: tension, shear, cohesion failure)
Celkem bylo připraveno a odzkoušeno více než 50 vzorků různých lepidel s různou tloušťkou spoje.
Výsledky těchto experimentů jsou přehledně shrnuty na obr. 4 (tah) a obr. 5 (smyk), kde jsou
vykresleny charakteristické křivky pracovních diagramů plošného spoje pro různá lepidla a tloušťky
spoje.
Obr. 4: Pracovní diagramy lepených spojů v tahu
Fig. 4: Stress-strain diagrams of the glued joints subjected to tension
- 38 -
Obr. 5: Pracovní diagramy lepených spojů ve smyku
Fig. 5: Shear stress-strain diagrams of the glued joints
NUMERICKÁ ANALÝZA
Pro tvorbu a kalibraci nelineárních numerických materiálových modelů různých lepidel byl zvolen
program Ansys 11. Ukázalo se jako téměř nemožné naladit numerický model lepidla tak, aby se choval
v naprostém souladu s výsledky experimentů ve smyku i v tahu současně. Prioritou proto bylo chování
spoje ve smyku, neboť to je hlavní způsob namáhání dlouhého spoje v hybridním nosníku. Sladění
modelů s tahovými zkouškami bylo pouze doplňkovou záležitostí. Přesto je třeba říci, že ani v tahu
nejsou níže uvedené modely lepidel příliš vzdáleny od přesného chování zjištěného experimenty. Na
obr. 6 je model tělesa pro smykové zkoušky, který byl vytvořen ke kalibraci materiálových modelů.
Obr. 6: Numerický model spoje (vlevo: průběh napětí, vpravo: deformace spoje)
Fig. 6: FE model of the glued joint (left: stress distribution, right: deformation of the joint)
Lepidlo bylo ve spoji modelováno jako objemový prvek SOLID 45 v případě lineárně elastického nebo
multi-lineárně elastického materiálu. Pro hyper-elastickou analýzu byl zvolen objemový prvek SOLID
185, který umožňuje aplikaci různých předdefinovaných materiálových modelů, ze kterých byl pomocí
zadávání vstupních parametrů lepidel z materiálových zkoušek vybrán ten nejpřiléhavější.
Při zatížení lepeného spoje smykem se určitá vrstva lepidla o definované tloušťce měřené od
spojovaných materiálů deformuje méně než zbytek lepidla uvnitř spoje. Protože je tloušťka této „tužší“
vrstvy spoje konstantní pro každý materiál a při zvětšování celkové tloušťky spoje se již nemění,
ovlivní zmíněná krajní oblast více tenčí spoj než spoj o větší tloušťce. Zvláštní drobná korekce byla
třeba pro rozdílné tloušťky lepeného spoje i při použití stejného materiálu.
- 39 -
Pro model silikonového lepidla Sikasil SG-500 a polyuretanového lepidla SikaTack-Plus
Booster byl zvolen tříparametrový model Mooney-Rivlin, který nejlépe odpovídal
provedeným smykovým zkouškám lepidla ve spoji. Pro model akrylátového lepidla SikaFast5211 se jako nejvhodnější jeví multilineárně elastický materiál, zadávaný křivkou
charakterizující nelineární chování materiálu. Pro tuhé epoxidové lepidlo byl zvolen lineárněelastický materiálový model, který byl dostatečně výstižný pro popis chování spoje s tímto
materiálem. Pro každé z lepidel se tedy dá najít numerický materiálový model, který jeho
chování dokáže popsat s nejmenší chybou oproti ostatním modelům.Výše uvedené závěry
potvrzují grafy na obr. 7, kde je porovnání experimentálně zjištěných dat a numerické
analýzy. V případě všech grafů je na vodorovné ose vyneseno poměrné smykové přetvoření
(posun/tloušťka spoje, viz obr. 2 vpravo) a na svislé ose smykové napětí ve vrstvě lepidla.
Grafy na obr. 7 jsou vykresleny v pořadí silikon, polyuretan, akrylát a epoxid.
Obr. 7: Porovnání výsledků experimentů a numerického výpočtu
Fig. 7: Comparison of the experiments and numerical analysis
Znalost všech důležitých vlastností použitých lepidel, jejich chování ve spoji a fungující materiálové
modely, ověřené na jednodušších tahových a smykových zkouškách společně tvoří nutné předpoklady
k vytvoření komplexního numerickém modelu celého hybridního nosníku.
ZKOUŠKY HYBRIDNÍCH NOSNÍKŮ V OHYBU
Plánované zkoušky hybridních nosníků o rozpětí 4 m, zatěžovaných dvojicí osamělých břemen až do
porušení (podrobněji popsané v [2]) , budou sloužit nejen jako nástroj k ověření různých výpočetních
metod a správné funkce numerických modelů, ale také pro zjištění charakteru porušení a chování
nosníku po vzniku prvních trhlin ve skleněné stojině. Celkem je vyrobeno 12 hybridních nosníků
s různými variantami detailu lepeného spoje mezi stojinou a pásnicemi za použití akrylátového a
polyuretanového lepidla. Zkoušky začnou probíhat v červnu 2010.
- 40 -
TECHNOLOGIE VÝROBY NOSNÍKŮ
Výroba nosníků probíhá v laboratořích firmy SIKA CZ v Brně a všechna lepidla jsou aplikovaná
nejpřesnějšími technologiemi samotného výrobce. Rozdílné technologie výroby nosníků byly navrženy
pro různé druhy lepidel z hlediska jejich viskozity. Nízkoviskózní– tekutá lepidla jsou aplikována
přímo do spáry v pomocném U profilu po uložení stojiny na polyamidové lože a ustavení celého
systému do roviny. Navržená tloušťka lepeného spoje v tomto systému je ideálně 3,25mm, ovšem s
přihlédnutím k imperfekcím skleněné tabule a ocelového profilu se reálně pohybuje mezi 2 až 4 mm.
Takto lze z vybraných lepidel aplikovat akrylátové lepidlo SIKAFAST 5211. Tato technologie se při
výrobě osvědčila a lze při ni aplikovat i taková lepidla, která mají velice krátkou dobu tuhnutí, neboť
se dostávají ihned do kontaktu s lepenými prvky a nedochází k žádné prodlevě mezi aplikací lepidla a
spojením lepených ploch. Tímto způsobem lze vyrobit oba spoje mezi ocelovou pásnicí a skleněnou
stojinou, kterými se tento výzkum zabývá, tj. spoj po stranách skleněné tabule pomocí přídavného U
profilu, viz obr. 8 vlevo a v druhém případě přímý spoj, viz obr. 8 vpravo. Vysokoviskózní - pastovitá
lepidla musí být aplikována nejprve na jeden lepený povrch a poté tlakem spojena s druhou lepenou
částí. Takto bylo aplikováno polyuretanové lepidlo SikaTack-Plus Booster.
Obr. 8: Hybridní nosníky (vlevo: spoj pomocí U profilu, vpravo: přímý spoj)
Fig. 8: Hybrid beams (left: U profile connection, right: direct connection)
ZÁVĚR
Zobecnění výsledků experimentů a numerických studií má sloužit jako nástroj pro návrh hybridního
nosníku, kde klíčovým prvkem je lepený spoj, realizovaný pomocí polymerového lepidla. Jeden z
parametrů výpočtu Möhlerovou metodou, popsanou dříve v [2], je smykový modul lepeného spoje G,
který je ovšem v rozsahu nelineárního pracovního diagramu lepidla proměnný. Pro přesnost výpočtu je
proto velmi důležité, jaký smykový modul bude sloužit jako vstupní údaj. Bylo dokázáno, že nelze
počítat pouze s počáteční tuhostí spoje, neboť ten v průběhu zatěžování může měknout a míra
podélného smykového spojení mezi sklem a ocelí tak ve skutečnosti klesá. Modifikace Möhlerovy
metody spočívá ve sčítání napětí v prvcích hybridního nosníku po částech s odlišnými smykovými
moduly lepeného spoje. V oblasti vědění o akrylátových a polyuretanových lepidlech v nosných
spojích ve stavebnictví je dosud značná rezerva, ač jejich potenciál v tuhosti a únosnosti je obrovský.
OZNÁMENÍ
Tato práce vznikla za podpory grantu GAČR 103-08-H066.
LITERATURA
[1] ČSN EN ISO 527 – 1 : Plasty – Stanovení tahových vlastností, ČNI 1998
[2] Netušil M.: Hybridní nosníky ocel-sklo, Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a
dřevěných konstrukcí 23.3.2009, ČVUT Praha, ISBN 978-80-01-04382-0
- 41 -
SPŘAŽENÍ TRNY MALÝCH PRŮMĚRŮ
SHEAR CONNECTION BY SMALL DIAMETER STUDS
Thi Huong Giang Nguyen
Abstract
Twelve push-out tests with small stud shear connectors having diameters outside the limitation of
current design code to determine shear resistance were performed. From the push-out tests the loadslip curves were also determined. The present investigation focuses on the evaluation of the shear
connection in partly encased composite members under combined bending and axial loading using the
commercial finite element (FE) software ANSYS.
Key words: composite members, small diameter stud shear connector, push-out test, load-slip curve.
ÚVOD
Spřažené ocelobetonové sloupy s obetonovanými ocelovými profily, popř. duté ocelové profily
vyplněné betonem, se používají desítky let. V posledním období jsou stále populárnější ocelobetonové
sloupy a nosníky s částečně obetonovanými ocelovými profily. Částečně obetonované prvky, kde je
beton umístěn mezi pásnicemi ocelového profilu, jsou výhodné z hlediska výroby ocelobetonového
prvku (úspora bednění při betonáži, která může probíhat ve svislé poloze sloupu nebo formou výroby
ocelobetonového prefabrikátu, kdy se betonuje ve vodorovné poloze a druhá strana po zatvrdnutí
betonu a otočení profilu) i výrazného zvýšení požární odolnosti oproti samotnému ocelovému profilu.
V konstrukci potom umožňují i jednodušší přípoje dalších ocelových prvků na pásnice ocelového
profilu.
Autorka připravuje teoretický výzkum zaměřený na aplikace trnů malých průměrů pro spřažené
ohýbané nosníky popř. sloupy se zabetonovanou stojinou (obr. 1), který by měl odstranit časově
náročné a finančně nákladné experimenty takových prvků. Z dále uvedených protlačovacích zkoušek
byly určeny výpočetní charakteristiky spřažení trny průměrů 10 a 13 mm, jejich únosnosti, tuhosti a
tažnosti, které jsou potřebné pro numerické řešení úlohy [1].
Obr. 1: Částečně obetonovaný prvek, pohled a příčný řez.
Fig.1: Partly encased composite member, view and cross section.
- 42 -
PROTLAČOVACÍ ZKOUŠKY
V Experimentální centru Fakulty stavební ČVUT bylo provedeno 12 protlačovacích zkoušek ke
zjištění charakteristických a návrhových únosností trnů s průměry 10 a 13 mm. V experimentech byly
použity ocelové profily IPE220 s různou kvalitou betonů a trny typu SD (KB - Kopfbolzen) z oceli
S235J2G3+C450 podle EN ISO 13918. Zkoušky byly uspořádány podle obr. 2 a parametry
protlačovacích vzorků uvádí tab. 1 [1]. Závislosti prokluzu ve spřažení na zatěžovací síle F (dále jen
F-s) jsou uvedeny na obr. 3.
Obr. 2. Zkušební vzorek pro protlačovací zkoušky.
Fig. 2. Test specimen for push-out tests.
Tab.1: Přehled protlačovacích zkoušek T1-T4
Table 1: Summary of push–out tests T1-T4
Označení d [mm]
T1S1-T1S3
10
T2S1-T2S3
13
T3S1-T3S2
13
T4S1-T4S3
10
fu [MPa]
547,28
495,15
495,15
547,28
fck [MPa]
21,36
26,08
31,28
28,40
Ecm[MPa]
29510
31057
34600
31500
PRk,1 [kN]
34,37
52,55
52,55
34,37
PRk,2 [kN]
23,02
44,11
50,99
27,43
PRk,exp[kN]
36,00
48,75
50,63
39,38
Eurokód 4 [2] uvádí pro trny průměrů 16÷25 mm dva vztahy pro jejich návrhovou únosnost
(odpovídající porušení trnu střihem a betonu otlačením), s dílčím součinitelem γv = 1,25. Pro
charakteristickou únosnost v případě dlouhých trnů (vyšších než čtyřnásobek průměru) platí:
PRk ,1 = 0,8 fu
PRk ,2
πd2
1)
4
= 0, 29α d 2 f ck Ecm
2)
Pro vyhodnocení zkoušek podle Přílohy B [2] se má provést redukce zjištěné únosnosti s ohledem na
specifikovanou mez pevnosti materiálu trnů podle vztahu:
PRk ,3 =
fu ,min
f ut
PRk ,exp
(3)
- 43 -
kde fu,min = 450 MPa je minimální specifikovaná mez pevnosti materiálu trnů a fut mez pevnosti
zjištěná při zkoušce (v našem případě 547,3 MPa pro trny průměru 10 mm a 495,2 MPa pro trny
průměru 13 mm).
Obr. 3. ukazuje závislosti prokluzu ve spřažení na zatěžovací síle F (dále jen F-s) získané
z protlačovacích zkoušek vzorků T1S1÷T1S3 a T4S1÷T4S3. Pro numerické studie, kde je vstupním
údajem nelineární pracovní diagram pružiny, byl použit průměr z první sady vzorků, dále nazvaný
„ náhradní křívka T1“.
Obr. 3: Pracovní diagram F-s získaný z protlačovacích zkoušek vzorků serie T1 a T4.
Fig. 3: Load-slip curve F-s from push-out tests of specimens T1 and T4 series.
Náhradní křivka F-s byla tedy odvozená z experimentálních průběhů T1S1÷T1S3. Vrcholy
multilineární křivky T1 jsou stanoveny z aritmetického průměru a jsou uvedeny v tab.2.
Tab. 2. Náhradní křivka T1
Table 2. Substitute curve T1
Č. bodu
F/Fmax
[%]
s [mm]
F [kN]
Č. bodu
F/Fmax
[%]
s [mm]
F [kN]
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
0
5
16
20
25
30
35
40
50
55
60
0,000
0,029
0,072
0,086
0,122
0,172
0,219
0,270
0,404
0,501
0,630
0
2,08
6,67
8,33
10,42
12,50
14,58
16,67
20,83
22,92
25,00
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
60
70
75
80
85
88
92
94
96
100
90
0,630
1,022
1,355
1,885
2,687
3,146
3,979
4,488
5,003
5,707
7,112
25,000
29,167
31,250
33,333
35,417
36,667
38,333
39,167
40,000
41,667
37,500
- 44 -
NUMERICKÉ MODELOVÁNÍ
K vytvoření nelineárného numerického modelu vyšetřovaných spřažených nosníků byl použit software
ANSYS. Pro materiálově i geometricky nelineární statickou analýzu (GMNIA) byl navržen 3D
numerický model na bázi konečných prvků.
Cílem je simulace nosníku se zabetonovanou stojinou a se spřažením trny malých průměrů, s využitím
dat získaných z protlačovacích zkoušek. Základní ocelový profil je uvažován jako HEB300 s délkou
4.0 m a zabetonové části s betonem kvality C20/25. Spřahovací trny s průměrem 10 mm jsou
rozmístěny uprostřed výšky stojiny po 400 mm. Dále jsou předpokládány třmínky o ø 6 mm po
200 mm a čtyři pruty betonářské výztuže o ø 8 mm podle obr. 1. Diskretizace je uvedena na obr. 4,
přičemž byla upřednostněna metoda přímé generace. Vytvořená pravidelná síť konečných prvků se
vyznačuje jednoduchostí, pravoúhlostí, snahou minimalizace počtu prvků a dosažení jejich vhodných
stranových poměrů [3].
Obě části spřaženého nosníku jsou modelovány svojí plnou geometrií: ocelový profil používá
objemový prvek SOLID45 (zahrnuje plasticitu a velké deformace). Jedná se o 8-uzlový prvek se 3
stupni volnosti v každém uzlu. Železobetonová část používá objemový prvek SOLID65 (prostorový 8uzlový prvek se 3 stupni volnosti v každém uzlu). Kontakt mezi plochami betonových částí a
ocelovým profilem byl modelován pomocí dvojice prvků pro kontakt typu surface-to-surface (plochaplocha) CONTA174 A TARGE170. Pro nelineární řešení kontaktních úloh byla použita metoda
Augmented Lagrangian.
Obr. 4: Axonometrické zobrazení diskretizace modelu nosníku.
Fig. 4: Axonometry of discretization of the beam model.
Smykové spřažení ocelové a betonové částí nosníku je simulováno diskrétně, pomocí nelineárních
pružin COMBIN39, působících ve směru podélné osy nosníku (viz obr. 5). Jedná se o jednoosý prvek
definovaný dvěma uzlovými body, který má jeden stupeň volnosti v každém uzlu (posun ve
směru osy, popř. jiný typ volnosti – natočení, teplotu apod.). Prvek umožňuje zadání nelineární
závislosti mezi silou a protažením/zkrácením. Orientace uzlového souřadného systému se při
geometricky nelineární analýze nemění, tzn. výsledky jsou v původním souřadném systému. Závislost
mezi silou a protažením/zkrácením F-D lze definovat nejvýše pomocí 20 bodů.
- 45 -
Obr. 5: Model smykového spojení (podél osy prvku).
Fig. 5: Model of shear connection (along longitudinal axis of member).
V modelu byly použity čtyři základní idealizované pracovní diagramy materiálů [5]. Zavedené
nelineární konstitutivní vztahy jednoosé napjatosti jsou uvedeny na obr. 6. Pro ocel je použit izotropní
materiál s bilineárním pracovním diagramem v jednoosé napjatosti. Plastická část křivky je nahrazena
přímkou se sklonem Ep s cílem podpořit numerickou stabilitu výpočtu. Při víceosé napjatosti je
aplikováno Misesovo kritérium plasticity s kinematickým zpevněním.
OCEL
BETON V TLAKU
SPŘAŽENÍ
σ = f(fc,ε)
Podle rov. (4)
Obr. 6: Model pracovních diagramů oceli, betonu a spřažení.
Fig. 6: Stress-strain curves for steel, concrete and load-slip relationships for shear connection.
Beton v tlaku je modelován (na počátku zatěžování) izotropním materiálem s kvadrilineárním
pracovním diagramem v jednoosé napjatosti. Křivka vychází ze závislosti σ -ε podle Eurokódu 2 [4]:
σc
fc
=
kη − η 2
1 + (k − 2)η
0 < ε < ε cu
kde :
σc = normálové napětí v betonu,
fc = válcová pevnost betonu v tlaku,
η =ε/εc ,
- 46 -
(4)
k = 1,1Ec ,0 ε c / f c ,
εcu = mezní poměrné přetvoření betonu, εcu = -3,5 ‰ pro fc < 50 MPa,
εc = poměrné přetvořené při dosažené pevnosti v tlaku ε c = −0, 7 ( f c )
Ec ,0 = 22000 ( f c /10 )
0.3
0.3
[‰],
na intervalu σc ∈ (0,0.4fc).
Chování betonu v tahu je modelováno lineárně pružně až do dosažení fct při zachování počátečního
modelu pružnosti Ec,0 ze závislosti σ -ε v tlaku. Sestupnou větev představuje lineární změkčení
definované poměrným přetvořením na mezi vzniku trhlin εcr a součinitelem T∈(0,1), jehož vhodnou
volbou lze urychlit konvergenci výpočtu při rozvoji trhlin. Míra přenosu smyku pro otevřené resp.
uzavřené trhliny je určena koeficienty βt = 0,3 a βc = 0,6.
Pro nelineární pružinu modelu spřažení jsou souřadnice multilineárního pracovního diagram F-s podle
obr. 6 uvedeny v tab. 2. Pracovní diagram spojení vychází z protlačovacích zkoušek série T1. Sestupná
větev pracovního programu byla vzhledem ke zvolené metodě řešení nahrazena přímkou se sklonem
Ep, která má hodnotu 0,3 ‰ počátečního sklonu.
ZÁVĚR
V současné době je vytvářen MKP model nosníku se zabetonovanou stojinou v programu ANSYS.
Kalibrace modelu bude provedena podle testů uvedených v [6], s následnou parametrickou studií.
Cílem disertační práce je rozšíření současných možností navrhování spřažených konstrukcí podle
Eurokódu ČSN EN 1994-1-1, který omezuje průměr spřahovacích trnů na 16-25 mm, o spřažení trny
průměrů 10-13 mm a aplikace těchto trnů na vybrané konstrukční prvky - zejména širokopřírubové
profily se zabetonovanou stojinou, včetně vypracování doporučení pro jejich praktický návrh.
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, s. 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] ANSYS® Modeling and Meshing Guide, Rel.ase 11.0. online manual, Ansys, Inc., 2003.
[4] ČSN EN 1992-1 Navrhování betonových konstrukcí, Část 1-1, Obecná pravidla a pravidla pro
pozemní stavby. ČNI, 2006.
[5] Queiroz F.D.., Vellasco P.C.G.S, Nethercot D.A.: Finite element modelling of composite beams
with full and partial shear connection. J. of Constructional Steel Research. Vol. 63, 2007, s. 505-521.
[6] Treadway J., Elghazouli A.Y.: Inelastic behaviour of composite members under combined bending
and axial loading. J. of Constructional Steel Research. Vol. 64, 2008, s. 1008-1019.
- 47 -
CHOVÁNÍ KOMPONENTY STĚNA SLOUPU VE SMYKU
ZA ZVÝŠENÉ TEPLOTY – EXPERIMENTÁLNÍ A NUMERICKÁ STUDIE
BEHAVIOUR OF COMPONENT COLUMN WEB IN SHEAR
AT ELEVATED TEMPERATURE – EXPERIMENTAL AND NUMERICAL STUDY
Michal Strejček
Abstract
The paper presents an experimental investigation of a column web panel of semi-rigid beam-tocolumn joint exposed to fire conditions with a view to verify an analytical prediction model. Recent
experimental studies have shown that degradation of material properties and high axial forces, due to
thermal expansion of the beam at elevated temperature, significantly affect moment-rotation response
of joint. The component method which was originally established for evaluation of the joint behaviour
at ambient conditions can be adopted for elevated-temperature cases. Recently published mechanical
models are limited by absence of description of some components loaded by interaction of bending
moment and axial force. Behaviour of the component column web in shear was investigated
experimentally at the Czech Technical University in Prague. Detailed finite element simulations of the
tests were performed to extend the experimental study to other temperatures.
Key words: Steel joint, Elevated temperature, Component method, Column web in shear
ÚVOD
Zvýšená teplota při požáru výrazně ovlivňuje chování jednotlivých konstrukčních prvků i celé
konstrukce. Se vzrůstající teplotou degradují mechanické vlastnosti oceli a narůstají objemové změny
konstrukčních dílů vlivem vysoké teplotní roztažnosti oceli. Při nerovnoměrném rozložení teplot je
ovlivněn průběh vnitřních sil v konstrukci, kdy volnému protažení brání chladnější nebo tužší
konstrukce v okolí požárem zatíženého prvku [1]. Normálové napětí v průřezech se vyvíjí v závislosti
na fázích požáru. Při zahřívání jsou průřezy zatíženy přídavnými tlakovými silami od tepelného
prodloužení nosníků. V okamžiku dosažení kritické teploty, při které jsou vyčerpány rezervy
mechanické únosnosti průřezu, rychle roste průhyb nosníku. Dochází ke změně nosného mechanismu
z ohybového na membránový, který vystřídá tlakové napětí za tahové. Další růst tahových napětí
vyvolá chladnutí konstrukce, kdy protažený nosník vlivem teplotních změn zkracuje svoji délku [2].
Ve spojení se zpětným nárůstem pevnosti zatěžují nosníky okolní konstrukci tahovými silami, které
mohou způsobit její destrukci. Kolaps v této situaci závisí zejména na styčnících, které zajišťují
redistribuci vnitřních sil v konstrukci.
Návrhové modely pro předpověď chování styčníků jsou založeny na geometrických
a materiálových vlastnostech styčníku. Rozdělují se na zjednodušené analytické modely, mechanické
modely a numerické modely. Mechanické modely jsou, z hlediska dostatečné přesnosti a přijatelné
náročnosti řešení, pro projektanty nejefektivnějším postupem. V praxi se nejvíce osvědčila metoda
komponent, kterou lze upravit i pro návrh za zvýšené teploty [3]. Při řešení je nutné zohlednit jevy,
které za požáru ovlivňují chování konstrukce. Jedná se zejména o změny materiálových charakteristik
jednotlivých části styčníku, proměnlivost jejich chování při zvýšené teplotě a interakci vnitřních sil.
Současný výzkum se zabývá návrhem pokročilých mechanických modelů, které uvažují konstrukci
jako celek. Interakci vnitřních sil zohledňují nejen odlišným zapojením komponent, ale i popisem
jejich chování. Zjednodušený popis tažených a tlačených komponent u styčníků s čelní deskou, které
jsou vystaveny kombinaci ohybového momentu a normálové síly při zvýšené teplotě, odvodil Spyrou
[4]. Komponentu stěna nosníku ve smyku popsal a experimentálně ověřil Qian [5]. Cílem této práce je
ověřit chování komponenty „stěna sloupu ve smyku“, která ovlivňuje deformace styčníků
s jednostranným přípojem nebo styčníků s oboustranným přípojem nesymetricky zatíženým.
- 48 -
EXPERIMENTY
K prověření chování komponenty „stěna sloupu ve smyku“ byl proveden experiment v laboratoři
ČVUT v Praze. Zkušební sada byla složena ze tří vzorků, z nichž jeden byl podroben mechanickému
zatěžování při běžné teplotě a dva při zvýšených teplotách. Zkušební vzorek, jehož tvar umožnil
působení normálové síly a ohybového momentu ve styčníku, sestával ze sloupu průřezu HEA 200 a
nosníku průřezu HEB 200, viz obr. 1 a). Spojení obou částí bylo řešeno přípojem s čelní deskou se
šesti nepředepjatými šrouby M22 třídy 8.8. Styčník byl navržen tak, aby prověřovaná komponenta
ovlivňovala celkovou únosnost styčníku. Komponenty v tlačené oblasti nosníku i sloupu byly
vyztuženy, aby nedošlo k jejich předčasnému porušení v průběhu zatěžování. Podélné výztuhy
spojující obě pásnice nosníků zabezpečily tlačené pásnice nejen proti boulení, ale i odolnost celého
vzorku proti kroucení při zatěžování. Jelikož komponenta „stěna sloupu v tlaku“ má obvykle menší
únosnost než „stěna sloupu ve smyku“, byla navržena příčná výztuha stěny sloupu v místě spodní
pásnice nosníku. Proti stáhnutí závitu šroubu, ke kterému může dojít při zvýšených teplotách nad
400 °C, byly u tažených šroubů v přípoji použity dvě matice.
a)
b)
Obr. 1: Zkušební vzorek, a) konstrukční návrh, b) uspořádání experimentu
Fig. 1: Test specimen, a) constructional design, b) test set-up
Mechanické zatížení zkušebního vzorku zajišťoval hydraulický lis, který působil jako osamělého
břemeno, viz obr. 1 b). Při experimentu byl řízen konstantním nárůstem síly 0,07 kN/s až do dosažení
maximálního možného posuvu 25 cm. Směr deformace vzorku vymezovaly vodicí lišty ve svislém i
vodorovném směru s tolerancí 5 mm na obou hranách pásnic sloupu. Kloubové úpravy hlavy pístu i
spodní podpory zkušebního vzorku zajistily přenos vnitřních sil v konstrukčním systému bez vlivu
přídavného ohybového momentu. Vnitřní síly v průběhu zatěžování byly stanoveny s uvažováním
vlivu deformací konstrukce. Se vzrůstající působící silou vzrůstaly ohybový moment i normálová síla
proporčně. Pro ohřev vzorků při experimentech za zvýšených teplot bylo použito elektrického
generátoru a keramických odporových deček, které byly umístěny spolu s tepelnou izolací na povrch
vzorku. Teplota byla měřena pomocí plášťových termočlánků na obou površích stěny sloupu ve dvou
bodech. Informativně byla měřena teplota také na spodní pásnici sloupu a na čelní desce u výztuhy.
V průběhu zatěžování byly měřeny deformace celého styčníku i stěny sloupu. Obě hodnoty byly
měřeny odděleně se synchronizací podle času v intervalu 5 s. Indukční potenciometr, umístěný na
dráze aplikace mechanického zatížení - spodní podpora, poskytl informace o deformacích celého
styčníku. Deformace stěny sloupu byly měřeny bezkontaktně metodou dynamické
stereofotogrammetrie, při které dva fotoaparáty o vysokém rozlišení se stabilní polohou snímaly
změnu polohy stěny sloupu. Z tohoto důvodu nebyly keramické odporové dečky spolu s tepelnou
izolací na předním povrchu stěny sloupu osazeny. Snazší vyhodnocení posunů umožnil rastr 64 bodů
v pravidelné síti 30*30 mm zvýrazněný na předním povrchu stěny sloupu, viz obr. 2 a). Výsledná
deformace byla stanovena relativně vzhledem k lokálnímu souřadnému systému. Pro každou sekvenci
snímků byl stanoven nový lokální systém, který následoval deformovaný tvar stojiny podle osy y, viz
- 49 -
obr. 2 b). Vzhledem k vysokým teplotám byly body vyraženy na povrch stěny důlčíkem. Červená
složka záření z rozpáleného povrchu oceli, které negativně ovlivňuje snímací čip fotoaparátu a tím i
kvalitu pořízené fotografie, byla částečně potlačena nanesením černé vypalovací barvy na měřený
povrch.
a)
b)
Obr. 2: Čelní povrch stěny sloupu, a) rastr bodů, b) lokální souřadný systém
Fig. 2: Front surface of the column panel, a) point grid, b) local coordination system
Uprostřed stěny sloupu byly pro měření poměrných deformací umístěny tenzometry do vysokých
teplot, viz obr. 2 (mezi body 30 a 31). Tyto tenzometry s volnou mřížkou jsou při montáži zataveny do
slabé cementokeramické vrstvy, která umožňuje funkčnost tenzometru až do teplot 1150 °C.
Tenzometry snímaly deformace při obou površích stěny ve třech směrech. Ve směru rovnoběžném
(SGr) i kolmém (SGk) na osu sloupu a ve směru hlavní tahové diagonály stěny (SGd). Deformace od
teplotních změn kompenzoval jeden tenzometr nalepený na přídavném plechu o rozměrech
300*30*6,5 mm, který byl vyroben ze stejného materiálu jako zkušební vzorek. Při experimentu byl
vložen do místa prověřované stěny sloupu mezi keramickou dečku a tepelnou izolaci tak, aby byl
vystaven stejným tepelným podmínkám.
Zkušební postup byl započat ohřevem vzorku na požadovanou teplotu. Cílem bylo dosáhnout v oblasti
styčníku konstantní teploty 600 °C a poté aplikovat mechanické zatížení v podobě osamělého
břemene. Průběh ohřevu je znázorněn na obr. 3, kde slabá čárkovaná křivka popisuje teploty na
izolovaném povrchu a slabá plná křivka popisuje teploty na odkrytém povrchu. Silná plná křivka
udává průměrnou teplotu ve střednicové rovině stěny sloupu. Při experimentu byla teplota ve
střednicové rovině 570 °C. Po celou dobu aplikace mechanického zatížení byla její hodnota udržována
konstantní. Tepelné ztráty neizolovaného povrchu při teplotách nad 500 °C výrazně ovlivnily rychlost
nárůstu a rozložení teplot ve stěně. Teplotní spád po tloušťce stěny dosahoval hodnot až 45 °C.
Obr. 3: Teplota ve stěně sloupu v závislosti na čase
Fig. 3: Temperature – time relationship of the column web panel
Při dosažení teploty 570 °C byl zkušební vzorek zatížen silou z hydraulického lisu. Deformace stěny
sloupu v rovině xy úměrně rostla spolu se zvyšující se hodnotou působícího zatížení, viz obr. 4 a).
- 50 -
Záznamy průběhů experimentů při běžné i zvýšené teplotě jsou uvedeny v grafu na obr. 7. Mechanické
zatížení stěny je vyjádřeno hodnotou ekvivalentního smykového zatížení Veqv, které zohledňuje
interakci vnitřních sil působících na smykové pole stěny podle vztahu:
M N
V
=
−
eqv
z
2
(1)
kde M je působící ohybový moment, N je působící normálová síla a z je rameno vnitřních sil. V závěru
zatěžování došlo k vyboulení stěny, viz obr. 4 b). Stěna průřezu HEA 200 patří do první třídy
klasifikace průřezů. Boulení je pro tento průřez netypické, což potvrdil experiment při běžné teplotě.
Příčinou vyboulení při zvýšené teplotě byly pravděpodobně rozdílné materiálové charakteristiky oceli
po tloušťce stěny sloupu způsobené nerovnoměrně rozloženou teplotou. K ověření tohoto předpokladu
posloužily výstupy z měření tenzometrů SGk, instalovaných kolmo na osu sloupu, viz obr. 5.
Z průběhu obou křivek je počátek boulení zřejmě signalizován při dosažení ekvivalentního smykového
zatížení Veqv = 196 kN, kdy tenzometr na neizolovaném povrchu zaznamenal náhlou změnu z tahového
přetvoření na tlakové se symetrickým průběhem vzhledem k přetvoření na izolovaném povrchu stěny.
Z důvodu oddělení „netypického“ chování je křivka na obr. 7, popisující deformaci za zvýšené teploty,
po vyboulení znázorněna tečkovaně.
a)
b)
Obr. 4: Deformovaný styčník, a) rovinná deformace, b) boulení stěny
Fig. 4: Deformed shape of the joint, a) in-plane deformation, b) buckling of the panel
Obr. 5: Výstup měření tenzometrů SGk
Fig. 5: Output from the strain gauges SGk
- 51 -
NUMERICKÝ MODEL
Experimentální studii doplňuje numerická simulace styčníku, která poskytla potřebné informace o
chování komponenty při vyšších teplotách, které nebyly prověřené experimentem. Pro modelování byl
použit software ABAQUS. Geometrie zkušebního vzorku je osově symetrická a proto byla
modelována pouze polovina vzorku s uvažováním symetrických okrajových podmínek, viz obr. 6 a).
Z důvodu snížení času potřebného pro výpočet a generaci sítě byly některé detaily zkušebního vzorku
oproti skutečnému tvaru zjednodušeny. Šikmé koncové úpravy nosníku i sloupu pro přenos
mechanického zatížení pod úhlem nebyly modelovány. Přesný průřez válcovaného profilu byl
uvažován pouze u sloupu a hlavy šroubů i matice byly uvažovány cylindrického tvaru. Koutové svary
nebyly do modelu zahrnuty.
a)
b)
Obr. 6: Numerický model, a) detail styčníku, b) deformovaný tvar styčníku
Fig. 6: Numerical model, a) joint in detail, b) deformed shape of the joint
Všechny tři části; sloup, nosník i šroub, byly modelovány s využitím objemových (SOLID) elementů
C3D8 bez redukované integrace. Pro zajištění spolupůsobení všech částí modelu byly na styčných
plochách simulovány kontaktní vazby. Kontaktní páry byly definovány diskretizační metodou surfaceto-surface s parametrem finite sliding option. Kontaktní plochy zahrnovaly povrchy mezi čelní deskou
a sloupem, šrouby a čelní deskou, šrouby a pásnicí sloupu. Povrch šroubu byl uvažován jako podřízená
plocha - slave surface, zatímco kontaktní plochy čelní desky a pásnice sloupu jako řídící plocha master surface. Vlastnosti kontaktu byly definovány v normálovém a tangenciálním směru. Součinitel
tření byl uvažován konstantní hodnotou µ = 0,3.
Simulace kontaktů s využitím výpočtu pomocí ABAQUS/standard solver je velmi citlivá na vytvoření
počátečního kontaktu v prvním přírůstku zatížení. Z tohoto důvodu byla analýza rozdělena na dva
kroky, přičemž v prvním bylo vneseno do šroubů předpětí o velikosti 0,3 fy,b. Mechanické zatížení bylo
aplikováno v druhém kroku analýzy v podobě posuvu podpory nosníku směrem k podpoře sloupu.
Podpory nosníku i sloupu byly uvažovány jako liniové klouby kolmé na těžišťovou osu příslušného
prvku. Šrouby byly ponechány bez podepření již od počátečního kroku simulace. Charakteristiky pro
definici použitého materiálu při běžné teplotě byly získány z tahové zkoušky. Byly zjištěny tyto
hodnoty: charakteristická mez kluzu fy = 340 MPa, charakteristická mez pevnosti fu = 490 MPa a
modul pružnosti E = 195 GPa. Charakteristiky za zvýšených teplot, tj. modul pružnosti a mez kluzu,
byly odvozeny z materiálové zkoušky za běžné teploty pomocí redukčních součinitelů podle ČSN EN
1993-1-2. Plastická oblast byla vypočtena podle doporučení Renner [6], která prověřovala základní
mechanické vlastnosti oceli při zvýšených teplotách s různými rychlostmi nárůstu mechanického
zatížení. Takto zjištěné pracovní diagramy oceli byly převedeny na „skutečné“ hodnoty, které jsou
nezbytné pro přesný popis deformací v plastické oblasti pracovního diagramu oceli. Pracovní diagram
- 52 -
materiálu šroubů byl převzat z ČSN EN 1993-1-2. Model byl verifikován pomocí výsledků
experimentů při teplotách 20 °C a 570 °C, viz obr. 7. Shoda výsledků je velmi dobrá. Numerická
předpověď pro teplotu 570 °C se odchyluje od výsledku experimentu po vyboulení stěny. Dále byly
prověřeny teploty: 400 °C, 500 °C a 700 °C, viz obr. 7.
Obr. 7: Porovnání experimentů s numerickou simulací
Fig. 7: Comparisons between test and numerical results
ZÁVĚR
Disertační práce autora je zaměřena na využití metody komponent pro popis chování styčníků
ocelových a ocelobetonových konstrukcí za požáru. Tento článek se zabývá ověřením chování
komponenty „stěna sloupu ve smyku“ ve styčníku s čelní deskou, který je zatížen interakcí ohybového
momentu a normálové síly. Popis komponenty za zvýšené teploty je nezbytný pro návrh styčníků s
jednostraným přípojem nebo s oboustranným nesymetricky zatíženým přípojem. Experimentální
vyšetření doplňuje numerická simulace, která rozšiřuje studii o další prověřované teploty. Numerický
model byl verifikován na základě výsledků experimentů při běžné i zvýšené teplotě. Výsledky studie
poslouží pro ověření analytického popisu, který bude součástí disertační práce.
OZNÁMENÍ
Výzkum byl podporován grantovým projektem GAČR 103/07/1142. Poděkování patří Ústavu
teoretické a aplikované mechaniky ÚTAM AV ČR, v.v.i. a Experimentálnímu centru ČVUT v Praze.
LITERATURA
[1] Wang Y.C.: Behaviour of steel and composite structures in fire. Steel and composite structures.
ISBN 0-415-24436-6. London and New York, 2002.
[2] Wald F., Simões da Silva L., Moore D.B., Lennon T., Chladná M., Santiago A., Beneš M.:
Experiment with structure under natural fire. New Steel Construction 13(3), 2005.
[3] Burgess I.W.: Connection modelling in fire. Proc. of COST C26 Workshop Urban Habitat
Constructions under Catastrophic Events, Prague, 2007, ISBN 978-80-01-03583-2, pp. 25-34
[4] Spyrou S.: Development of a component-based-model of steel beam-to-column joints at elevated
temperature. Doctoral thesis, University of Sheffield, United Kingdom, 2002.
[5] Qian ZH.: Shear behaviour of steel members and beam-to-column joint under elevated
temperatures. Doctoral thesis, Nanyang Technological University, Singapore, 2007.
[6] Renner A.: The effect of train-rate on the elevated-temperature behaviour of structural steel.
Doctoral thesis, University of Sheffield, United Kingdom, 2005.
- 53 -
PATNÍ DESKA S TRNY
BASE PLATE WITH STUDS
Jiří Žižka
Abstract
This paper focuses on column base with embedded base plate with header shear studs to connected
plate to the concrete block of foundation and threaded connectors to fix the endplate of the column.
The objective of this research is oriented to a new type of column base detail using base plate with
studs. This should allow an easy and quick manufacturing with a simple and complex adjustment to
accept severe tolerances in-situ. The behaviour of this joint will be examined by experiments and by
FE simulation and an analytical prediction model will be created. A software design tool is expected
to be an integral part of the work.
Key words: steel structures, column base, base plate, stud connectors
ÚVOD
V současnosti se klade důraz na rychlost a přesnost výstavby. Rychlost realizace závisí na koordinaci
činností při výstavbě. Montáž ocelových sloupů je často na kritické cestě výstavby. Přesná montáž
ocelových sloupů zkracuje navazující práce. Požadují se jednoduchá typizovaná kotvení sloupů
s využitím přesnosti použitých technologií.
Patky se obvykle navrhují jako kloubové nebo ohybově tuhé, viz [1]. V kotvení se uplatní předem
nebo dodatečně zabetonované kotevní šrouby. U předem zabetonovaných kotevních šroubů se
požaduje tolerance až 50 mm. Dodatečně realizované kotevní šrouby mohou být výrobně nebo cenově
náročné, viz [2]. Pro pokrytí svislých tolerancí se patní plechy podlévají zálivkovou maltou. Podlití
ovlivňuje únosnost, ohybovou tuhost a rotační kapacitu patky a při realizaci představuje další operaci.
CÍLE DISERTAČNÍ PRÁCE
Cílem disertační práce je navrhnout nový typ kotvení ocelových sloupů s předem zabetonovanou patní
deskou, které využije spřahovací trny pro kotvení patní desky do betonu a trny se závitem pro
připojení patní desky na sloupu, viz obr. 1.
SLOUP
TRN SE ZÁVITEM
SPŘAHOVACÍ
TRN
PATNÍ DESKA
ZÁLIVKOVÁ MALTA
MÍSTNĚ PODEPŘENÝ
PATNÍ PLECH
Obr. 1: Schéma navržené patky sloupu
Fig.1: Scheme of proposed column base
- 54 -
Navržené řešení přípoje umožní jednodušší a rychlejší montáž patek. Pro usnadnění návrhu přípoje
bude vytvořena počítačová aplikace. Disertační práce bude obsahovat:
•
•
•
•
•
•
•
analýzu současného stavu navrhování a realizace patek ocelových sloupů,
návrh nového typu patky sloupů,
návrh, popis a vyhodnocení experimentů s patkami ve skutečném měřítku,
analýzu patky pomocí metody komponent,
analýzu vybraných komponent pomocí metody konečných prvků,
návrhový počítačový program
závěry a doporučení.
EXPERIMENTY
Chování patky sloupu bylo experimentálně ověřeno na vzorcích upravených podle obr. 2. Celkem bylo
provedeno měření na sadě šestnácti zkušebních vzorků, která se dělí na tři tvarově odlišné podskupiny
místně podepřené patní desky, viz obr. 3, pokrývající většinu proměnných parametrů kotvení, zejména
geometrické nepřesnosti při provádění.
HEB 180
PODPORA
ZATÍŽENÍ SMYKOVOU SILOU
ZATÍŽENÍ OSOVOU SILOU
Obr. 2: Uspořádání zkoušky patky sloupu, vzorek S1
Fig.2: Arrangement of column base experiment, specimen S1
Při zkoušce se měnily: zatížení zkušebních vzorků, tloušťka podlití a historie zatížení. Vzorky byly
namáhány osovou (převážně tahovou) silou s excentricitou a smykovou sílou s excentricitou. Devět
patek bylo zatěžováno monotónně a sedm cyklicky. Cílem cyklického zatěžování bylo napodobit
seizmické zatížení. Experimenty se stanovila únosnost, tuhost a rotační kapacita vzorků, viz tab. 1.
- 55 -
S2
(p1 = 80 mm)
S1
(p = 0 mm)
S3
(p1 = 80 mm)
(p2 = 60 mm)
Obr. 3: Tři skupiny místně podepřených patních desek
Fig. 3: Three geometrically different groups of locally supported base plate
Tab. 1: Parametry a výsledky zkoušek
Table 1: Experiment parameters and results
Experiment Vzorek
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
S1
S1
S1
S2
S3
S1
S2
S2
S2
S2
S2
S3
S3
S1
S3
S1
Tloušťka
podlití t [mm]
30
30
30
0
0
30
5
30
30
30
30
30
30
30
30
5
Zatížení
tah
cyklický tah/tlak
cyklický tah/tlak
tah
tah
smyk
tah
tah
cyklický tah/tlak
smyk
cyklický smyk
smyk
cyklický smyk
cyklický smyk
cyklický tah/tlak
tah
Excentricita
síly [mm]
1000
667
667
500
500
550
350
500
500
550
550
550
550
550
600
750
Natočení
[rad]
0,060
0,025
0,048
0,170
0,180
0,045
0,200
0,190
0,050
0,083
0,056
0,087
0,075
0,036
0,070
0,120
Síla
[kN]
84
120
150
85
86
160
105
93
110
100
80
90
75
140
100
105
Způsob porušení vzorků odpovídal předpokladu analytického modelu. Vzorky první podskupiny S1 se
porušily vytažením trnu z betonu, vzorky zbylých podskupin vykazovaly porušení místně podepřené
desky.
Na zkušebních vzorcích byly měřeny deformace v několika místech pomocí průhyboměrů. Pomocí
potencionálních měřičů ve specielních podložkách byla měřena síla v trnech se závitem. Lankovým
průhyboměrem byla měřena změna velikosti ramene působící síly během experimentu a u většiny
vzorků byly měřeny fotogrammetricky deformace. U vybraných vzorků byla měřena poměrná
deformace horního povrchu místně podepřené desky pomocí tenzometrů. Zatěžování vzorků bylo
řízeno deformací a vyvozená síla byla měřena siloměrem vloženým mezi zatěžovací válec a zkušební
vzorek.
Fotogrammetrické měření pokrylo podstatnou část nejvíce zkoumané komponenty místně podepřená
patní deska. Výsledky tohoto měření poskytnou trojrozměrný model zkušebního vzorku v
průběhu času při známém zatížení. Výsledky se v současné době zpracovávají, diagramy deformací
jsou zobrazeny na obr. 6 a 7.
- 56 -
Obr. 4: Zkušební vzorek S3 před zkouškou a po ní
Fig.4: Specimen S3 before the experiment and afterwards
Obr. 5: Deformace patní desky vzorku S3 a pracovní diagramy zkoušek 1, 4 a 5
Fig.5: Deformation of specimen S3 base plate and load-deformation diagram of experiments 1, 4
and 5
Obr. 6: Průběh deformace místně podepřené patní desky S3
v podélném a příčném řezu
Fig.6: Deformation of the locally supported base plate S3
in longitudinal and transverse cut
- 57 -
Obr. 7: Průběh deformace místně podepřené patní desky S1 a S2 v podélném řezu
Fig.7: Deformation of the locally supported base plate S1 and S2 in longitudinal cut
Výsledky měření průhyboměrů jsou přesnější než data z fotogrammetrického měření, ale nepokrývají
konstrukci v takové hustotě jako terče fotogrammetrického měření. Data z průhyboměrů poskytují
podklady pro zpřesnění hodnot získaných fotogrammetricky, kterými lze ověřit MKP model patní
desky.
Experimenty jsou součástí evropského výzkumného projektu FRCS Innovative fastening solutions
a navazují na práce dalších partnerů v projektu. Návrh vzorků vycházel zejména z výsledků zkoušek
spojovacích trnů v tahu, smyku a jejich kombinaci, které byly provedeny v roce 2008 na TU ve
Stuttgartu. Experimenty s patkami v laboratořích Kloknerova ústavu ČVUT v Praze potvrdily
výsledky partnerů projektu a popsaly zároveň chování celého styčníku v měřítku 1:1.
METODA KOMPONENT
Chování patky lze popsat metodou komponent, která se využívá na návrh styčníků, viz [1]. Styčník se
rozloží na vhodné části, komponenty, jejichž chování se popíše závislostí deformace na síle.
Komponenty lze popsat jednoduchými modely, které co nejvíce vychází z mechanického chování, viz
[4]. Oddělení vlivů jednotlivých vnitřních sil vede k přehlednosti návrhu. Po popisu všech komponent
se jejich chování složí do pracovního diagramu patky. Pracovní diagram se pro potřeby jednoduchého
návrhu popisuje pouze hlavními charakteristikami: tuhostí, únosností a deformační kapacitou.
Do modelu pro navržené řešení kotvení sloupu patní deskou vstupují komponenty, jejichž chování je
dobře známo a popsáno, např. v [5] a [6], ale také komponenty, jejichž chování je třeba doplnit,
viz [7]. Jedná se o komponenty vytržení vyztuženého kužele betonu a komponentu patní deska s trny.
Komponenta vyztuženého kužele betonu je předmětem práce na TU ve Stuttgartu, viz [3]. Doktorská
práce na tyto výsledky naváže. Na popis komponenty patní deska s trny se zaměřuje připravovaná
doktorská práce.
KOMPONENTA PATNÍ DESKA S TRNY
Citlivost na vstupní parametry při chování místně podepřené desky bude analyzováno parametrickou
studií metodou konečných prvků. Výsledky studie citlivosti umožní ověřit analytický model pro
zjednodušený výpočet únosnosti a tuhosti komponenty, viz [8]. Pro model patní desky s trny na
pružném podloží se využívá program ANSYS. Model desky je vytvořen z elementů SHELL181.
Pružné podloží je simulováno prvky COMBIN39, které podpírají každý uzel desky. Deska je dále
držena kloubovými podporami v místě spojovacích trnů. Tyto klouby přenášejí tah i smyk a zajišťují
prostorovou stabilitu desky. Deska je namáhána osamělými silami v místě trnů se závitem. Materiál se
uvažuje s bilineárním pracovním diagramem s vyznačenou mezí kluzu a neomezenou tažností. Model
je připraven ve vstupním makru a lze v něm měnit geometrické i materiálové vlastnosti. V současné
době probíhá vyhodnocování dat z experimentů, pomocí kterých bude model a jeho chování
- 58 -
kalibrován (viz obr. 6 a 7). Po úspěšné kalibraci proběhne příprava matice vstupních hodnot pro
parametrickou studii, která předpoví chování komponenty lokálně podepřená deska i pro případy, které
nebyly a nebudou ověřeny experimentálně.
VÝSTUPY
K navrhování konstrukcí se v současné době využívá informačních nástrojů, které si v poslední době
oblíbili také výrobci stavebních ocelových konstrukcí pro jeho marketingový potenciál. V rámci
doktorské práce bude připraven počítačový program pro návrh přípoje patky sloupu patní deskou se
spojovacími trny. Přípoj sloupu k podkladní konstrukci bude též přihlášen jako užitný vzor.
SOUČASNÝ STAV A PLÁN DALŠÍHO POSTUPU PRACÍ
V době přípravy článku byly ukončeny zkoušky se vzorky patek a materiálové zkoušky betonu. Dále
se bude v červnu až září 2010 zkoušet materiál výztuže, spojovacích trnů, závitových tyčí, místně
podepřené desky a sloupu. V současné době se dále pracuje na vyhodnocení výsledků zkoušek. Od
října 2010 začne práce na kalibrování MKP modelu, po kterém budou následovat parametrické studie.
Tato část práce se plánuje na TU Stuttgart pod vedením U. Kuhlmann, která vede evropský projekt,
jehož je práce součástí. Do června 2011 bude též připraven analytický model a jeho naprogramování
do návrhového nástroje. Předložení disertace je plánováno na podzim roku 2011.
ZÁVĚR
Cílem disertační práce je vývoj nového typu kotvení patní deskou s trny. Přínos práce bude v poznání
a popisu chování komponenty patní deska s trny. Součástí práce bude příprava analytického modelu,
jeho ověření a vypracování návrhového počítačového programu pro jeho snadnou aplikaci v praxi.
Předložení disertace je plánováno na podzim roku 2011.
OZNÁMENÍ
Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, je podpořen grantem RFSR-CT-2007-00051
InFaSo a výzkumným stipendiem poskytnutým Německou akademickou výměnnou službou DAAD,
www.daad.cz. Autor tyto podpory velice oceňuje.
LITERATURA
[1] Wald, F., Sokol, Z., Steenhuis, M., Jaspart, J.P.: Component Method for Steel Column Bases,
HERON. 2008, vol. 53, no. 1/2, p. 3-20. ISSN 0046-7316.
[2] Eligehausen R.: Connections between Steel and Concrete, RILEM Cachan Cedex, 2001, ISBN 2912143-25-X.
[3] Eligehausen R., Berger W.: Experimental work on components, Universität Stuttgart, 2009, interní
dokument projektu InFaSo.
[4] Wald, F., Sokol, Z., Jaspart, J.P.: Base Plate in Bending and Anchor Bolts in Tension, HERON.
2008, vol. 53, no. 1/2, p. 21-50. ISSN 0046-7316.
[5] ČSN EN 1993-1-8: 2005 Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-8: Navrhování
styčníků, Český normalizační istitut, 2005.
[6] Wald F., Sokol Z.: Navrhování styčníků, ČVUT v Praze, 1999, ISBN 80-01-02073-8.
[7] Gregor D.: Opakovaně namáhané přípoje smíšených konstrukcí, Disertační práce ČVUT v Praze,
2004.
[8] Lee D., Goel S. C., Stojadinovic B.: Exposed Column-Base Plate Connections Bending About
Weak Axis: I. Numerical Parametric Study, International Journal of Steel Structures, Vol. 8, No. 1,
KSSC, 2008, pp. 11-27.
[9] Herout P.: Učebnice jazyka Java , Kopp České Budějovice, 2004, ISBN 80-7232-115-3.
- 59 -

sborník - Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí

Transkript

Podobné dokumenty

Sborník 09_edit - Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí