ROZVOJ TEPLOTY VE STYČNÍKU

Transkript

1 3 INTEGROVANÝ NÁVRH PŘI MIMOŘÁDNÝCH SITUACÍCH 3.2 Metody navrhování konstrukcí pro mimořádné situace Vytvoření a verifikace simulačních modelů pro integrovaný požární návrh konstrukce Modely styčníků konstrukcí za požáru ROZVOJ TEPLOTY VE STYČNÍKU Dílčí výzkumná zpráva za rok 25 Řešitelé úkolu: Ing. Alena Tichá, FSv ČVUT v Praze Prof. Ing. František Wald, CSc., FSv ČVUT v Praze Datum: Prosinec

2 OBSAH Souhrn.. 3 A. Oblast použití.. 3 B. Metodický a koncepční přístup.. 3 C. Výsledky řešení.. 4 C.1 Experiment na skutečném objektu v Cardingtonu 4 C.1.1 Vývoj teploty ve styčníku 4 C.1.2 Analytický model 7 C.1.3 Simulace MKP modelem 1 C.2 Experimenty v peci 12 C.2.1 Vývoj teploty v nechráněném přípoji 12 C.2.2 Přípoj chráněný zpěňovacím nátěrem 14 C.3 Shrnutí poznatků 15 D. Literatura

3 Souhrn Vliv požáru se ve styčníku projeví redukcí materiálových vlastností, redistribucí vnitřních sil a nerovnoměrným ohřevem jednotlivých komponent. Koncentrací materiálu dochází ve spoji, v porovnání k připojovaným prvkům, k oddálení nárůstu teploty a naopak, při chladnutí k pozvolnějšímu poklesu teploty, viz [Wald a kol, 25]. U ocelových konstrukcích lze předpovědět průběh teploty styčníků dvěmi analytickými modely, viz [Al-Jabri a kol., 1998]. Teplotu ve styčníku lze stanovit součinitelem průřezu A m /V (popřípadě A p /V) prvků tvořících styčník, přičemž A m je plocha povrchu styčníku, jenž je vystavena přívodu tepla, A p plocha vnitřního povrchu požárně ochranného materiálu a V objemem styčníku na jednotku délky. Pro spoje nosníku se sloupem a nosníku s průvlakem, které podporují betonovou stropní desku, lze teplotu v komponentách přípoje odvodit z teploty dolní pásnice nosníku uprostřed jeho rozpětí. U tohoto modelu se předpokládá, že teplota jednotlivých komponent styčníku, šroubů, plechů, svarů a úhelníků, závisí na svislé vzdálenosti od úrovně spodního obrysu připojovaného nosníku. Vliv hmoty je vyjádřen pouze nepřímo při odhadu teploty dolní pásnice nosníku. A. Oblast použití Při požáru se, navíc k návrhu styčníků za běžné teploty, uvažuje se změnou teplotního a mechanického namáhání, rozdílnou teplotou jednotlivých částí styčníku a redukcí materiálových vlastností oceli, svarů a spojovacích prostředků při zvýšených teplotách. Styčníky jsou namáhány silami od zahřívání a chladnutí prvků. Ke zvýšení spolehlivosti a snížení nákladů ocelové konstrukce lze při návrhu za zvýšené teploty uvážit vzájemné spolupůsobení prvků konstrukce, viz [Lawson 2]. Celistvost konstrukce bude zajištěna, jestliže jsou nosníky a styčníky schopny přenášet jak svislé tak vodorovné síly od mimořádných zatížení i při ztrátě únosnosti jednotlivého prvku. B. Metodický a koncepční přístup Podkladem jsou výsledky experimentů za vysokých teplot uskutečněných jednak na skutečné konstrukci v laboratořích pro zkoušky velkého rozsahu v Cardingtonu, Velká Británie a v peci v požární zkušebně PAVÚS, a.s. ve Veselí nad Lužnicí. Pro ucelený popis styčníku a předběžný odhad chování styčníku za požáru byly styčníky vyzkoušeny i za běžné teploty v Ústavu teoretické a aplikované mechaniky v Praze. Materiál šroubů, styčníkových plechů a stojin nosníků za běžné a zvýšené teploty byl testován v laboratoři fakulty stavební na ČVUT v Praze. Vliv vstupních parametrů, zvláště vliv průběhu požáru, byl simulován pomocí numerického modelu MKP programem SAFIR, viz [Franssen a kol, 2)

4 C. Výsledky řešení C.1 Experiment na skutečném objektu v Cardingtonu C.1.1 Vývoj teploty ve styčníku V laboratoři na zkoušky velkých rozměrů LBTF (Large Scale Building Test Facility) v Cardingtonu; viz [Wald a kol., 24], bylo uskutečněno sedm požárních zkoušek na celém objektu. Cílem sedmé zkoušky pod vedením pracovníků z ČVUT v Praze bylo získat údaje o rozložení teplot na konstrukci, vnitřních silách ve styčnících a chování ocelobetonové desky. Laboratoř v Cardingtonu je světově unikátní prostor využívaný na zkoušení celých budov. 2 G521 G522 G523 G524 1 D C C C C C G525 G529 G526 C C G53 C G527 G528 Stěna POŽÁRNÍ ÚSEK C Okno G531 G532 Termočlánky na prvcích a na styčnících, Cijk Termočlánky v požárním úseku, 3 mm pod stropem, Gijk S E G533 G534 G535 G536 C441 C442 C443 C446 Západní pohled C447 C444 C448 C445 C D1/2-E1/2 Západní pohled 12 E1/2-D1/2 C45 C451 C452 C453 Severní pohled 4. šroub 3. šroub 2. šroub 1. šroub DE1/2 C483 C484 C485 Obr. 1. Poloha termočlánků pod stropem požárního úseku a na ocelové konstrukci 1 8 Teplota, C Pásnice nosníku ve středu rozpětí C485 Plyn, G526 Plech u prvního šroubu, C446 První šroub, C443 D2 E2 G Čtvrtý šroub, C441 Plech u čtvrtého šroubu, C444 D1 C485 C441 C444 C446 C485 S E Obr. 2. Teplota ve šroubech a na plechu přípoje deskou na stojině nosníku D1/2-E1/2-4 -

5 V hale po vzducholodích o vnitřních rozměrech 48 m x 65 m x 25 m jsou postaveny tři experimentální budovy, šestipodlažní dřevěná, sedmipodlažní železobetonová a osmipodlažní ocelová. Ocelobetonový zkušební objekt byl postaven v roce Jedná se o ocelový skelet se stropy tvořené celobetonovou deskou, viz [Bravery, 1993]. Objekt má osm podlaží (33 m), pět polí na délku (5 x 9 m = 45 m) a tři na šířku ( = 21 m) půdorysu. Konstrukce je ztužena ve schodištích a ve štítech příhradovými ztužidly. Nosná konstrukce byla navržena s kloubovými přípoji krátkou čelní deskou mezi nosníky a sloupy/průvlaky a deskou na stojině mezi nosníky a průvlaky. Návrh byl posouzen na zatížení odpovídající administrativní budově v oblasti Bedfordu s uvažováním britské a evropské návrhové praxe a předpisů. 1 8 Teplota, C Dolní pásnice nosníku ve středu nosníku, 485 Plech, řada D, u prvního šroubu, C447 Plech, řada E, u čtvrtého šroubu, C45 Plech, řada E, u prvního šroubu, C Plech, řada D, u čtvrtého šroubu, C D1 E2 C444 C446 C485 Obr. 3 Teplota čelní desky přípojů deskou na stojině D1/2-E1/2 a E1/2-D1/2. C45 C452 S E1 D2 E2 S D1 E1 Obr. 4 Umístění termočlánků a prodloužení otvorů ve styčníku nosníku s průvlakem deskou na stojině - 5 -

6 Ve styčnících byly měřeny teploty šroubů, styčníkových plechů (desky na stojině a čelní desky) a připojovaného nosníku, viz obr. 1. Teploty na styčníkovém plechu přípoje deskou na stojině D1/2-E1/2 jsou shrnutu v tab. 1 a na obr. 2 ukázány pro první (nejnižší) a čtvrtou (nejvyšší) řadu šroubů. Na obr. 3 jsou porovnány teploty změřené na přípojích D1/2- E1/2 a E1/2-D1/2. Na obr. 4 je vidět umístění termočlánků a prodloužení otvorů ve styčníku nosníku s průvlakem deskou na stojině. V horní řadě šroubů se otvor v přípoji D1/2-E1/2 protáhl o +12 mm a v dolní řadě o -1 mm (kladně značeno ve směru od průvlaku). Deformovala se převážně stojina nosníku (tloušťky 6 mm), zatímco styčníkový plech (tloušťky 1 mm) zůstal prakticky nepřetvořen. Deformace umožnily natočení nosníku a jeho působení jako tažené vlákno. Teplota nosníku je při zahřívání konstrukce vyšší než teploty přípoje. Při chladnutí konstrukce jsou styčníky teplejší, protože je nosník výrazněji ochlazován a jeho teplota klesá rychleji. Rozdíl teplot při nejvyšší teplotě nosníku dosáhl asi 2 C. Rozdíly jsou ozřejměny záběry z termokamer, viz obr. 5 [Wald et al., 25]. Záznam teplot je převeden do stupnice šedé, kde světlejší barvy značí teplejší místa, viz obr. 5. Pro zvýraznění odstínů jsou pro jednotlivé obrázky zvoleny různé stupnice. Termokamera ve vzdálenosti asi 15 m od styčníku má rozlišení asi 5 mm. Kvalita zobrazení je dostatečná na zachycení lokálního boulení tlačené pásnice nosníku ve 32 min experimentu. 654,2 C 65 69, C a) 58,8 C b) 45 44, C 654,2 C 597,1 C c) 58,8 C d) 39, C 4 Obr. 5 Záznam styčníku čelní deskou D1/2-E1/2 termokamerou při zahřívání v 32 min; 33 min; 35 min, kdy je vidět počátek ztráty stability dolní pásnice, a při chladnutí v 92 min (Poznámka: měřítka obrázků se pro zachycení linii a teplot na jednotlivých záběrech liší) - 6 -

7 Tab. 1 Teplota ( C) měřená na styčníku čelní deskou při požáru, značení termočlánků viz obr. 1 (Wald a kol., 23] Termočlánek C441 C442 C443 C444 C446 C447 C min 68,5 66,4 7,2 65,6 7,5 98,2 85, , 35,1 367,6 331,1 368,8 424,5 425, ,3 671,5 686,9 635,8 691,6 671,2 726,5 6 85,3 862,9 894,5 81,3 899,1 848,6 912,9 Max. 825,6 881,4 97,2 834,3 98,3 859,1 913, ,1 81,8 817,4 792,9 816,4 764, 784,7 9 73,6 717, 718,8 72, 716,7 663,9 686, , 598,4 597,1 58,7 591,1 527,5 542, ,2 391,4 382,9 39,6 383,9 373,6 362, ,1 249,2 242,1 254,1 244,1 257,9 236,8 Termočlánek C449 C45 C451 C452 C453 C ,5 7,7 7,8 7,5 122, 156, 3 57, 319,9 338,3 34, 528,1 72, ,4 71,4 731,3 741,2 893,8 995, ,5 856,8 895,3 921,9 952,4 995,1 Max. 981,6 862,4 895,3 921,9 973,1 157, ,3 774,9 777,6 798,1 782,3 797, , 668,8 668,1 692,2 668,1 662, ,7 53,4 526,4 56,4 513,3 485, ,9 343,6 318,8 364,5 339,4 297, ,5 219,7 199,3 234,4 221,3 147,9 C.1.2 Analytický model Pro popis teploty styčníku se používá dvou analytických modelů. Teplotu ve styčníku lze předpovědět obdobně jako prvků pomocí součinitele průřezu A m /V Am / V Δ θ a,t = ksh h& net, d Δt (1) c ρ a a Pro požárně chráněné průřezy, u kterých se využije poměr A p /V, se počítá obdobně. Teplotu nosníků pod železobetonovou deskou lze vypočítat také z teploty ve středu připojovaného nosníku, viz obr. 6 podle Annex D [EN : 25]. Pro připojovaný nosník nižší nebo roven 4 mm lze teplotu θ k ve C ve výšce h k předpovědět z výrazu 88 [ 1, ( h / h)] θ (2) h =, θ 3 k kde h je výška připojovaného nosníku a,88 redukční součinitel. Pro nosník vyšší než 4 mm se teplota pro výšku h k nižší než h/2 stanoví jako θh =, 88 θ (3) - 7 -

8 a pro výšku nosníku h k větší než h/2 z výrazu 88 [ 1+, 2 ( 1 h / h)] θ (4) h =, θ 2 k Betonová deska h 4 mm,62 θ h > 4 mm,7 θ h h h,75 θ,88 θ,88 θ a) b) Obr. 6 Výpočet teploty po výšce přípoje pro nosník a) do 4 mm včetně a b) nad 4 mm, viz Příloha D [EN : 25] Porovnání obou metod s experimentem je na obr. 7. Pro metodu, která vychází ze součinitele průřezu, je koncentrace hmoty ve styčníku zohledněna součinitelem A m /V = 91,5 m -1 a uvažuje se teplota plynu, která byla změřena poblíž styčníku. U metody, která vychází z teploty dolní pásnice, bylo možno počítat z její změřené teploty. Je vidět, že obě metody vedou na spolehlivou předpověď při zahřívání konstrukce, ale nejsou konzervativní při jejím chladnutí. Metodou, která využívá součinitele průřezu, je předpověď méně přesná, což potvrzují numerické simulace problematiky, viz [Franssen at al, 2]. Tab. 2 zahrnuje poměr změřené teploty v daném bodě ku změřené teplotě dolní pásnice. Poměr se během zahřívání konstrukce zvyšuje. Pro dolní řadu šroubů dosahuje poměr extrému,9 a pro horní řadu šroubů,81. Obr. 3 dokládá, že v teplotách mezi šroubem a plechem nebyly změřeny rozdíly.,88 θ - 8 -

9 Teplota, ºC Měřená teplota plynu, G526 Měřená teplota dolní pásnice, C C446 D2 C446 E2 G526 C485 S D1 E1 Předpověděná teplota plechu 4 u 4. šroubu z teploty dolní pásnice Měřená teplota plechu u 4. šroubu, C446 2 Předpověděná teplota plechu u 4. šroubu z teploty plynu Předpověděná teplotadolní pásnice z teploty plynu Obr. 7 Porovnání předpovědi teploty v přípoji nosníku na průvlak čelní deskou s experimentem, styčník D1/2-E1/2 Tab. 2 Poměr naměřených teplot ve styčníku a na dolní pásnici ve středu rozpětí;, poloha termočlánků je na obr. 1 Termočlánek C441 C442 C443 C444 C446 C447 C448 15,44,43,45,42,45,63,55 3,48,49,51,46,51,59,59 45,64,67,69,64,69,67,73 6,81,87,9,81,9,85,92 Max.,78,83,86,79,86,81,86 75,99 1,2 1,3,99 1,2,96,98 9 1,6 1,8 1,9 1,6 1,8 1, 1,4 16 1,21 1,23 1,23 1,2 1,22 1,9 1, ,33 1,32 1,29 1,31 1,29 1,26 1, ,74 1,68 1,64 1,72 1,65 1,74 1,6 Termočlánek C449 C45 C451 C452 C453 C485 15,83,45,45,45,78 1, 3,79,44,47,47,73 1, 45,82,7,73,74,9 1, 6,98,86,9,93,96 1, Max.,93,82,85,87,92 1, 75 1,,97,98 1,,98 1, 9 1,5 1,1 1,1 1,5 1,1 1, 16 1,1 1,9 1,9 1,16 1,6 1, 13 1,17 1,15 1,7 1,22 1,14 1, 16 1,52 1,49 1,35 1,58 1,5 1, - 9 -

10 1 8 Teplota, C Betonová deska Trapézový plech Měřená teplota v plechu u první řady šroubů Dělení na prvky Předpověděná teplota MKP 4 v plechu u první řady šroubů Průvlak 2 Nosník Deska na stojině První šroub Obr. 8. Porovnání předpovědi teploty v první řadě šroubů MKP s experimentem 1 Teplota, C Parametrická teplotní křivka, středně dlouhé hoření Experiment, změřená teplota, C525 8 Parametrická teplotní křivka, pomalé hoření 4 Parametrická teplotní křivka, krátké hoření Obr. 9 Scénáře požáru požité pro MKP simulaci rozvoje teploty v desce na stojině nosníku C.1.3 Simulace MKP modelem Vliv rychlosti hoření byl simulován MKP programem SAFIR, viz [Franssen, & Brauwers, 22]. Úloha byla řešena 3-D prvky, viz obr. 8 [Kadioglu, 25]. Pro řešení byl vliv zastínění styčníku uvažován redukcí teploty plynu kolem styčníků z 1, u dolní pásnice na,8 u horní pásnice. Obr. 8 dokumentuje, že MKP modelem lze předpovědět teplotu přípoje deskou na stojině při experimentálním požáru v Cardingtonu, viz [Wald at al, 25], s dobrou přesností

11 Kromě požáru v Cardingtonu, kde lze požární úsek při sedmé zkoušce popsat pro popis teplotní křivky parametrickým modelem pomocí vnitřního povrchu A t = 298 m 2, plochy svislých otvorů A v = 11,43 m 2 ; výšky otvorů h v = 1,27 m 2 a koeficientu otvorů O =,43225 m 1/2, byl vyšetřován nárůst teploty v přípoji pro pomalé hoření a pro rychlé hoření ve stejném požárním úseku. Pro rychlé hoření byl volen koeficient otvorů,2 m 1/2 a pro pomalé hoření,25 m 1/2. Teploty plynů pro výše popsané požáry jsou dokumentovány parametrickými teplotními křivkami na obr. 9. Porovnání předpovědi teploty modelem MKP na dolní pásnici ve středu rozpětí a v čelní desce u prvního šroubu pro rychlé a pomalé hoření je zobrazeno na obr. 1. Teplotní gradient lze vyjádřit poměrem teploty sledovaného bodu a dolní pásnice nosníku ve středu rozpětí, který je od,88 do,62 viz vztah (2). Největší spád teploty byl dosažen při rychlém požáru, kdy poměr při zahřívání konstrukce byl v rozsahu od,8 do,75. Tak jak se předpokládalo, byly nejmenší rozdíly teploty vypočteny pro pomalé hoření. Součinitel se pohyboval od,8 do,77. Analytické modely jsou porovnány s modelem MKP na obr. 11. Výsledky ukazují, že výpočet je pro rychlé hoření značně spolehlivý a pro pomalé hoření mírně nekonzervativní. Nevýrazné odlišnosti lze připustit, protože při pomalém hoření se nedosahuje tak vysokých teplot jako při středně rychlém hoření. 1 Teplota, C Středně rychlé hoření, pásnice ve středu rozpětí Středně rychlé hoření, deska u prvního šroubu Pomalé hoření, pásnice ve středu rozpětí Pomalé hoření, deska u prvního šroubu Rychlé hoření, pásnice ve středu rozpětí Rychlé hoření, deska u prvního šroubu Obr. 1 Porovnání předpovědi teploty modelem MKP na dolní pásnici ve středu rozpětí a v čelní desce u prvního šroubu pro rychlé a pomalé hoření

12 Teplota, C Rychlé hoření, analytický model pomocí součinitele průřezu Pomalé hoření, MKP model 4 2 Pomalé hoření, analytický model pomocí součinitele průřezu Rychlé hoření, MKP model Obr. 11 Porovnání předpovědi teploty čelní desky u prvního šroubu pomocí teploty ve středu rozpětí a pomocí MKP modelu pro rychlé a pomalé hoření

13 C.2 Experimenty v peci C.2.1 Vývoj teploty v nechráněném přípoji Zkoušky přípoje deskou na stojině, které se uskutečnily v roce 24 a 25 ve zkušební peci ve Veselí nad Lužnicí, viz obr. 12, vychází z experimentu v Cardingtonu. Jedním z cílů bylo ověřit a podrobněji popsat chování a průběh teploty jednotlivých částí přípoje v čase. Teplotní křivka plynu za požáru byla převzata z experimentu v Cardingtonu. Obr. 12 Otlačení plechů a ustřižení šroubů v přípoji deskou na stojně a boulení dolní pásnice nosníku při zkoušce v laboratoři ve Veselí nad Lužnicí Na obr. 13 jsou porovnány výsledky simulace analytickými modely se změřenými teplotami na styčníkovém plechu v přípoji. Ze srovnání obou analytických přístupů vyplývá, že metoda vycházející z lokální koncentrace hmoty je konzervativnější než zjednodušené vyjádření teploty na základě teploty nosníku. Mírně nekonzervativní výsledek zjednodušené metody vycházející z teploty dolní pásnice ve středu nosníku je při experimentu způsobena stropem z čedičové vaty, která neodvádí teplotu, a nikoli z betonovou deskou. Nejvyšší dosažené hodnoty teplot v přípoji jsou shrnuty v tab. 3. Součinitel ξ vyjadřuje poměr vypočtených / naměřených teplot ku teplotě ve středu rozpětí nosníku

14 Teplota, C Dolní šroub vypočteno z teploty dolní pásnice nosníku, 912 C 4 2 Přípoj, vypočteno A/V = 197 m-1; 56 min -195 C Horní šroub, změřeno, 58 min C Dolní šroub, změřeno; 58 min C Teplota plynu, změřeno, 55 min C Obr. 13. Porovnání předpovědi teploty přípoje nosníku deskou na stojině nosníku s hodnotami změřenými při experimentu U obou experimentů byl pozorován podobný způsob porušení přípoje během chladnutí konstrukce, kdy je styčník vystaven vodorovným tahovým silám při velkém natočení. K porušení šroubů došlo střihem v přípoji na jedné straně nosníku. Při porušení byl vlivem teploty 725 C redukována mez pevnosti šroubů na přibližně 8 % hodnoty za běžné teploty. K modelování vývoje teploty v přípoji numerickou simulací bylo rovněž použito MKP programu SAFIR, viz [Franssen a kol, 2]. Studie citlivosti ukazuje vliv parametrů na rozvoj teploty ve styčníků. Práce potvrdila správnost zpřesnění analytického modelu předpovědi teploty styčníků nosníku na sloup a nosníku na sloup vhodnou volbou parametrů i pro popis při chladnutí konstrukce. Tab. 3 Nejvyšší hodnoty teplot v přípoji vypočtené analytickými modely a naměřené při zkouškách ve Veselí nad Lužnicí Teplota Exp. 4 Exp. 5 Výpočet Prům. ξ Prům. ξ Střed nosníku A/V Horní šroub 84 C, C,77 Deska u hor. šr. 912 C, C,82 Dolní šroub 853 C, C,79 Deska u dol. šr. 948 C, C,86 Střed nosníku 174 C 1, 199 C 1, Plyn 147 C, C,99 84 C, C, C 1, 184 C

15 C.2.2 Přípoj chráněný zpěňovacím nátěrem Experimenty styčníků se zpěňovacím nátěrem, viz obr.14, byly uskutečněny na ověření případné možnosti nenatírat šrouby. Zpěňovací nátěr byl navrhnut na odolnost R6 pro normovou teplotní křivku. Vývoj teploty šroubu přípoje s rozdílně izolovanými částmi je znázorněn na obr.15. Rozdíl teplot šroubů přípoje natřených či nenatřených nepřesáhl 6 C. V přípoji bez požární ochrany se teplota lišila oproti izolovanému o více než 2 C. Ke zpěnění nátěru došlo při zahřátí oceli na více než 3 C v 25 minutě. a) b) Obr.14: Experiment s přípoji chráněnými zpěňovacími nátěry; a) přípoj před zpěněním; b)přípoj po zpěnění 12 1 Teplota, C Teplota vzduchu při požárním experimentu max. 118 C v 58 min Teplota šroubu v nechráněném přípoji max. 815 C v 55 min C 599 C Teplota šroubu bez zpěňovacího nátěru 4 2 Počátek zpěnění nátěru Teplota šroubu se zpěňovacím nátěrem Obr.15: Porovnání teplotní křivka šroubů v přípoji

16 C.3 Shrnutí poznatků Experiment a MKP model potvrdil dobrou kvalitu předpovědi metodou, která je shrnuta v Příloze D dokumentu EN :25, do 45. min požáru. Při použití součinitele,9 místo,88 a,81 místo,62 bude předpověď konzervativní po celou dobu zahřívání konstrukce. Největší rozdíly teploty v přípoji byly vypočteny MKP při středně dlouhém hoření. Nově připravovaná generace analytických modelů umožní předpovědět i teplotu při ochlazování styčníku. Rozhodující je vhodné určení součinitele A/V, tj. jak uvažovat povrch a objem, aby nejvěrněji vystihly skutečný stav. U přípoje deskou na stejně je nejvýstižnější započítat pouze stojku nosníku a plech. K zpřesnění analytického modelu vede zahrnutí součinitele zastínění k sh, který popíše pozvolnější odčerpávání energie ze styčníku způsobené značnou hmotou spojovacích prvků oproti prostému průřezu. Spojení obou analytických modelů, které umožní předpověď též při chladnutí konstrukce je rozpracováno, viz. C.1.2. D. Literatura BRAVERY P. N. R., 1993: Cardington Large Building Test Facility, Construction details for the first building Building Research Establishment, Internal paper, Watford, 158 s. EN : 25, Eurocode 3: Design of steel structures, Part 1.2 General rules, Structural Fire Design, CEN, Brussels, 78 s. EN : 25. Design of steel structures, General rules, Design of joints, CEN, Brussels, p FRANSSEN J.M, KODUR V.K.R, MASON J., 2: User s Manual for SAFIR, a Computer Program for Analysis of Structures submitted to the fire, University of Liège, Belgium, 86 s. FRANSSEN, J.M., BRAUWERS, L., 22: Numerical determination of 3D temperature fields in steel joints, Proc. of Second International Workshop Structures in Fire, Christchurch, March 22. KADIOGLU E., 25: Transfer of heat into the fin-plate connection, diplomová práce, CUST Université Blaise Pascal, Clermont-Ferrand, 98 s. SIMÕES DA SILVA L., SANTIAGO A., VILA REAL P., 21: A component model for the behaviour of steel joints at elevated temperatures, Journal of Constructional Steel Research, Vol. 57 (11), s WALD F., SANTIAGO A., CHLADNÁ M., LENNON T., BURGES I., BENEŠ M., 23: Tensile membrane action and robustness of structural steel joints under natural fire Part 1 - Project of Measurements; Part 2 Prediction; Part 3 Measured data; Part 4 Behaviour, Internal report, BRE, Watford. WALD F., SIMÕES DA SILVA L., MOORE D., SANTIAGO A., 24: Experimental Behaviour of Steel Joints under Natural Fire v Connections in steel structures V,

17 behaviour, strength and design, ed. Bijlaard F.S.K, Gresnigt A.M., Van der Vegte G.J.; Bouwen met Staal, Zoetermeer 25, s , ISBN WALD F., SILVA S., MOORE D.B, LENNON T., CHLADNÁ M., SANTIAGO A., BENEŠ M., 25: Experiment with structure under natural fire, New Steel Construction 13(3), s WANG Y. C., 22: Behaviour and design for fire safety, steel and composite structures, Spon press, London