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

Transkript

1 Nadace Františka Faltuse Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT SBORNÍK Semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí a Editoři: J. Studnička a J. Fíla

2 Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí Editoři: Studnička, J. a Fíla, J. Nadace František Faltuse Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí FSv ČVUT ISBN

3 OBSAH Jiří Studnička Nadace Františka Faltuse...4 Josef Bajtek Inovativní přípoj pro nosné konstrukce ze skla...9 Jiří Kašpárek Vliv dlouhodobých účinků na interakci most-kolej Matyáš Kožich Styčníky prutů z kruhových uzavřených průřezů z vysokopevnostních ocelí Nikola Lišková Plášťové systémy pro stabilizaci ocelových konstrukcí při požáru Marek Šorf Nosníky otevřených průřezů z korozivzdorných ocelí Alexey Tretyakov Martin Werunský Požární odolnost ocelobetonových sloupů s rozptýlenou výztuží při kombinovaném namáhání Analýza mechanických vlastností za studena tvářených vysokopevnostích ocelí v místě svaru Petr Červenka Zkouška styčníku spřaženého ocelobetonového rámu Jiří Fíla Zdivo z plných skleněných cihel Tomáš Hána Vliv polymerních folií na chování vrstvených skel při zatížení Petr Jehlička Svitlana Kalmykova Vliv typu a velikosti svaru na únosnost styčníků hranatých uzavřených průřezů Experimental and numerical researches of offset T-joints mechanical resistance and deformations Petr Kubiš Vliv svařování na velikost předpínacích sil svařovaných táhel Jan Žitný Illia Tkalenko Zatížení ocelových železničních mostů větrem Výsledky měření ve větrném tunelu Experimental and numerical study of Behaviour of steel and fibre Concrete columns at elevated temperature Břetislav Židlický Interakce tlaku s ohybem prutů z korozivzdorných ocelí Přehled o činnosti katedry ocelových a dřevěných konstrukcí v roce

4 NADACE FRANTIŠKA FALTUSE FRANTISEK FALTUS FOUNDATION Jiří Studnička Myšlenka založit Nadaci Františka Faltuse vznikla při přípravě oslav stých narozenin českého nestora ocelových konstrukcí profesora Faltuse, které připadly na Nadace byla oficiálně založena v únoru 2001 s cílem finančně pomáhat studentům Fakulty stavební ČVUT v Praze zaměřeným na ocelové konstrukce. Základní jmění Nadace, více než půl milionu Kč, pocházelo z daru dnes již nežijící dcery profesora Faltuse, paní Ing. Very Dunder, CSc. z Kalifornie, USA. Jmění Nadace se postupně zvyšuje o dary poskytnuté českým ocelářským a stavebním průmyslem. Činnost Nadace popisují výroční zprávy, účetní uzávěrky a zprávy dozorčí rady pravidelně uveřejňované na webu Nadace Příslušné listiny za rok 2016 přetiskujeme pro informaci čtenářů i v tomto sborníku. 1. Dokumenty Nadace Františka Faltuse za rok 2017 Schůze Správní rady a Dozorčí rady k uzavření roku 2017 proběhla Byla schválena Výroční účetní uzávěrka za rok 2017, Výroční zpráva za rok 2017 a Výroční zpráva dozorčí rady za rok Výtahy ze všech zpráv otiskujeme dále Hospodaření Nadace v roce 2017 Finanční aktiva Nadace byla v roce 2017 uložena u banky Raiffeisen na spořicím účtu č /5500. Pro zasílání darů se používal běžný účet č /5500 u téže banky. Podrobnosti o vložených částkách jsou uvedeny ve Výroční účetní uzávěrce. Stav nadačního jmění na začátku roku 2017 byl na obou účtech ,35 Kč, na konci roku ,46 Kč Činnost Nadace v roce 2017 Za dokončení disertační práce v oboru ocelových konstrukcí (v limitu 4,5 roku od zahájení studia) uděluje Nadace po obhájení práce odměnu Kč. V roce 2017 byla tato odměna vyplacena studentce M. Kurejkové. Doktorandi (postgraduální studenti) katedry vystoupili na dvoudílném Semináři doktorandů katedry dne a a publikovali výsledky svých výzkumů ve sborníku vydaném k semináři. Za to byly každému autorovi práce z oboru ocelových konstrukcí vyplaceny Kč: celkem tak bylo vyplaceno sedmi studentům 7 x = Kč. Za složení státní doktorské zkoušky v limitu 3 let od zahájení studia byla pěti studentům vyplacena odměna Kč, celkem tedy Kč. Diplomanti katedry ocelových konstrukcí, kteří v magisterském studiu obhájili práci z oboru ocelových konstrukcí s hodnocením A, byli odměněni částkou Kč. Takto obhájilo v lednu 2017 šest studentů, v červnu dva studenti a na odměnách jim bylo vyplaceno celkem 8 x = Kč. Celkem tak v roce 2017 bylo ve prospěch studentů věnováno Kč. Provozní náklady Nadace se v roce 2017 omezily pouze na úhradu účetní práce (6 050 Kč), a úhradu bance za vedení obou účtů (6 675,78 Kč). Výnosy z úroků činily 819,89 Kč. Všichni členové Správní a Dozorčí rady se jako obvykle zřekli nároku na odměnu. 4

5 Předsedou Správní rady byly v roce 2017 osloveny firmy z oblasti projektování i výroby stavebních ocelových konstrukcí s žádostí o dary ve prospěch Nadace. Žádosti se setkaly s příznivou odezvou a během roku 2017 bylo na darech shromážděno celkem Kč, za což patří všem dárcům velké díky. V Praze 20. února 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 2017 Stav nadačního jmění k : ,35 Kč Datum Dar Dárce ,00 Žižka Jiří ,00 Žižková Jana ,00 Háša Pavel, Klas Mojmír, Pexidr Tomáš ,00 Allcons Industry ,00 Pragoprojekt ,00 Ruukki ,00 EXCON ,00 Valbek ,00 Statika Olomouc ,00 SCIA ,00 Dlubal Software ,00 Metrostav ,00 SUDOP ,00 VPU DECO ,00 ČKAIT ,00 Metroprojekt ,00 Alianz ,00 VH Steel celkem ,00 Ve prospěch studentů celkem ,00 Náklady úhrada za účetní práce 6 050,00 poplatky bance 6 675,78 Náklady celkem ,78 Výnosy = úroky běžný účet Raiffeisen Bank 0,00 spořicí účet Raiffeisen Bank 819,89 5

6 Výnosy celkem 819,89 Stav nadačního jmění k : na běžném účtu RB ,91 na spořicím účtu RB ,55 Celkem ,46 3. Zpráva Dozorčí rady Dozorčí rada Nadace Františka Faltuse potvrzuje, že Správní rada postupovala v roce 2017 podle Statutu Nadace Františka Faltuse a podle Zákona o nadacích a nadačních fondech a o změně a doplnění některých souvisejících zákonů č. 227 ze dne 3. září Dozorčí rada potvrzuje, že účetní operace ve Výroční účetní uzávěrce Nadace Františka Faltuse za rok 2017 odpovídají statutu Nadace. Dozorčí rada vysoce oceňuje úsilí předsedy Správní rady (prof. Ing. J. Studničky, DrSc.), který oslovil velký počet firem z oblasti stavebních ocelových konstrukcí s žádostí o dary Nadaci, která tak získala v roce 2017 celkem Kč. V Praze 20. února Prof. Ing. Josef Macháček, DrSc., předseda dozorčí rady Ing. Jan Samec, Ph.D., člen Ing. Michal Jandera, Ph.D., člen 6

7 4. Krátký životopis F. Faltuse Dlouholetý profesor ČVUT a nejznámější postava ocelových konstrukcí Československa druhé poloviny dvacátého století František Faltus se narodil 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 jako český vlastenec a člen Sokola 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 Toto rozpětí bylo za dva roky překonáno rovněž celosvařovaným obloukovým silničním mostem přes Radbuzu opět v Plzni. Oblouk má rozpětí 51 m a po rekonstrukci a rozšíření mostovky na konci minulého století je i dnes pod názvem Tyršův most 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 fakulty. Po sloučení tří stavebních fakult (fakulty inženýrského stavitelství, fakulty pozemních staveb a architektury a fakulty zeměměřické) do jedné Fakulty stavební v roce 1960 vedl až do roku 1970 katedru ocelových konstrukcí této velké fakulty. Profesor Faltus byl přirozeně i velmi známou osobou ve světě. Za významnou činnost v IABSE byl jmenován v roce 1975 čestným členem této největší mezinárodní inženýrské organizace, přednášel na univerzitách v USA, Číně, Sovětském svazu a v mnoha zemích Evropy. I po odchodu z katedry ocelových konstrukcí v roce 1970 stále ještě vedl vědecké aspiranty katedry. Dokud mu zdraví sloužilo, zajímal se o ocelové konstrukce, psal odborné posudky atd. Zemřel po delší nemoci na podzim roku

8 5. Souhrn darů přijatých Nadací FF a výdajů vynaložených ve prospěch studentů rok dary (Kč) výdaje (Kč) poznámka základní vklad Dr. Dunder , , , , ,- celkem , ,- 8

9 INOVATIVNÍ PŘÍPOJ PRO NOSNÉ KONSTRUKCE ZE SKLA INOVATIVE CONNECTION FOR GLASS STRUCTURE Josef Bajtek Abstract The use of glass on load-bearing structures is quite common in current architecture. Glass is elastic material with brittle failure unlike ductile materials as steel or aluminium. Therefore, particular attention has to be paid to the details and connections of these structures in design phase. The article focuses on the research of an innovative connection for supporting glass elements such as beams, columns or stairs. The joint is formed by a steel plate embedded into the laminated glass, which is used for the bolted connection. The main advantage of this joint is that the structural glass element is complete and ready to be assembled, no additional bonding, drilling or mortar injection is required. Key words: laminated glass, bolted connection, laminated connection, adhesive connection ÚVOD V dnešní době projektanti navrhují čím dál odvážnější konstrukce ze skla, ve kterých je sklo využíváno na hlavní nosné prvky, jako jsou nosníky, sloupy či celoskleněné rámy. Sklo je křehký materiál, který se chová pružně do porušení křehkým lomem, a proto je nezbytné věnovat pozornost zejména detailům a spojům skleněných panelů. Obr. 1: Spoje nosných konstrukcí ze skla, [1] Fig. 1: Connections of glass structures, [1] SOUČASNÝ STAV PROBLEMATIKY Přípoje skleněných konstrukcí lze rozdělit na mechanické, lepené, laminované a jejich kombinace. Mechanické spoje se dále dělí na svěrné, (obr. 1a) a šroubované, přičemž se používají jak střižné tak třecí spoje s běžnou (obr. 1b) nebo zapuštěnou hlavou šroubu (obr. 1c). Pro bodové připojení skleněných tabulí se také používají zapuštěné šrouby (obr. 1d), které jsou vloženy do souvrství skleněných tabulí v průběhu laminování. Slabinou šroubovaných přípojů jsou otvory ve skleněných panelech, okolo kterých se koncentruje napětí. Tuto nevýhodu řeší svěrné spoje, u kterých je skleněný panel sevřen mezi dva styčníkové plechy. Svěrné spoje se používají jak liniové, tak lokální. Vždy však musí být sklo odděleno od šroubu nebo styčníkového plechu pružnou vložkou či podložkou. Lepené nebo laminované přípoje minimalizují dopad spojů na vzhled skleněné konstrukce. Bodové podpory mohou být rovněž k vnitřnímu povrchu skleněné tabule pouze přilepeny (obr. 1e). Samostatnou kapitolu pak tvoří laminované spoje, kdy je do souvrství skleněných tabulí vložen styčníkový plech. V případě, že má styčníkový plech stejnou tloušťku jako skleněná tabule v souvrství (obr. 1f), je plech vložen do otvoru vyříznutého ve skleněném panelu. Tenký styčníkový plech (obr. 1g) se vkládá pouze mezi transparentní mezivrstvu, která má obvykle větší tloušťku. Ve všech těchto případech je plech vložen do souvrství při výrobě vrstveného skla, kdy je spojení mezi plechem a sklem zajištěno transparentními polymerními fóliemi, které se běžně pro vrstvená skla používají. Hlavní výhodou laminovaných přípojů je, kromě estetických vlastností, snadnější montáž. Po dokončení výroby vrstveného skla již není třeba konstrukční prvek dále upravovat jako je tomu u šroubovaných či lepených spojů. 9

10 EXPERIMENTY Experimenty jsou zaměřeny na vývoj inovativního přípoje pro nosné konstrukce ze skla na bázi laminovaných spojů. Základem inovativního přípoje je ocelový styčníkový plech, který je zalaminován do souvrství vrstveného skla. Ve styčníkovém plechu jsou navrženy závitové otvory pro osazení připojovaného prvku pomocí šroubů. Vznikne tak skrytý šroubovaný přípoj s minimálním estetickým dopadem. V rámci výzkumu jsou plánovány dvě sady experimentů se zkušebními tělesy malých rozměrů, které budou zaměřeny na stanovení únosnosti ve smyku laminovaných spojů s vloženým styčníkovým plechem. První sada bude řešit horizontální přípoj skleněného schodišťového stupně ke skleněné schodnici, viz obr. 2. Zkušební těleso se skládá z vertikální skleněné desky simulující schodnici, ke které je pomocí šroubového spoje připojena horizontální vrstvená deska (schodišťový stupeň) z třívrstvého skla. Střední skleněná tabule souvrství je vyříznuta a do otvoru je vložen styčníkový plech, který má vyvrtány dva otvory se závitem pro šroubovaný spoj, obr. 2. Obr. 2: Schéma zkušebního vzorku Fig. 2: Scheme of experimental sample ZÁVĚR Cílem autorova výzkumu je stanovení únosnosti laminovaných styčníků vhodných pro celoskleněné konstrukce, jako jsou schodiště či lávky. Práce bude založena na experimentech, jejichž výsledky budou sloužit pro ověření numerického modelu spojů. Laminované spoje představují v současnosti inovativní přístup v přípojích konstrukcí ze skla, který by v budoucnosti mohl nahradit dnes běžně využívané mechanické spoje. Jejich hlavní předností je jednoduchá montáž bez technologických komplikacích šroubových spojů. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky jsou prezentovány v tomto příspěvku, byl podpořen grantem ČVUT č. SGS18/168/OHK1/3T/11. LITERATURA [1] SANTARSIERO, M.: Laminated Connections for Structural Glass Applications. These N EPFL Lausanne, DOI: /epfl

11 VLIV DLOUHODOBÝCH ÚČINKŮ NA INTERAKCI MOST-KOLEJ THE INFLUENCE OF LONG-TERM EFFECTS ON TRACK-BRIDGE INTERACTION Jiří Kašpárek Abstract New railway steel bridge called Oskar was built near Břeclav. To understand the track-bridge interaction on this bridge, an extensive, continuous monitoring lasting 4 years was started in December This article describes an evaluation of this long-term monitoring focused on track stiffness and track-bridge interaction according to temperature changes and deterioration of the track. Key words: steel bridge, track, interaction, long-term monitoring, evaluation ÚVOD V současné době se pro převedení běžné i vysokorychlostní železniční dopravy po mostě dává přednost bezstykové koleji, což má vliv na návrh a koncepci mostu. Mostní objekt a bezstyková kolej jsou spolu spojené. Tuhost rozhraní mezi mostem a kolejí způsobuje jejich vzájemnou interakci. Vlivem interakce vznikají v koleji přídavná napětí, která mohou způsobit její porušení. Také v mostu vznikají přídavné síly (například v ložiskách nebo ve vodorovných ztužidlech). Vliv přenesených vodorovných sil na nosnou konstrukci mostu je vzhledem k velké průřezové ploše mostu ve srovnání s plochou koleje zanedbatelný. Nosnou konstrukci mostu se vžitým názvem Oskar tvoří ocelový síťový oblouk a ocelový hlavní nosník s rozpětím 97,5 m a extrémní šikmostí 41. Kvůli velkému rozpětí bylo nutné most vybavit řídící tyčí, která redukuje dilatační délku na polovinu. Bezstyková kolej na tomto mostu se skládá z kolejnic UIC 60 E2, pražců B 91S a upevnění Skl 14. Deset metrů před a za mostními závěry jsou použity výhybkové pražce VPS ŽPSV a upevnění Skl B 12 se sníženou držebností. VYHODNOCENÍ MONITORINGU Z průběhu posunů ložisek na obou koncích mostu a průměrné teploty hlavního nosníku jsou patrná dvě zjištění. Prvním z nich je, že průběh posunů ložisek je v podstatě stejný u obou opěr, což znamená, že most dilatuje rovnoměrně na obě strany. Řídící tyč tedy funguje podle teoretického předpokladu. Druhým zjištěním je, že průběh posunů i teploty se dá rozdělit do opakujících se denních cyklů s obdobným chováním. Graf závislosti podélného odporu r x na relativním posunutí koleje vůči mostu u pro jeden z těchto cyklů je uveden na obr. 1, hysterezní křivka dat z monitoringu je znázorněna modře. Obr. 1: Závislost podélného odporu na posunutí pro denní cyklus Fig. 1: Dependence of longitudinal resistance on displacement for a daily cycle 11

12 Hysterezní křivka se skládá ze dvou plastických a dvou pružných částí. Části označené I reprezentují chování při roztažení mostu od zvýšení teploty, části označené II reprezentují chování při zkrácení mostu od poklesu teploty. Tuhost k a plastický podélný odpor koleje r 0 byly určeny porovnáním hysterezní křivky dat z monitoringu s teoretickými křivkami. Porovnání je možné pouze u hysterezních křivek, které obsahují dvě plastické oblasti. Jinak není možné lokalizovat počátek křivky, který leží v polovině mezi plastickými oblastmi. Vzorec teoretických křivek je podle [1]: k u r x = r 0 (1 er 0 ) (1) kde k je tuhost (sklon pružné části křivky) [kn/m]; r 0 plastický podélný odpor (limit křivky) [kn/m]; r x podélný odpor [kn/m]; u relativní posun koleje vůči mostu [m]. ZÁVĚR Prvním závěrem z vyhodnocení podélných odporů z dlouhodobého monitoringu je, že most dilatuje rovnoměrně na obě strany a řídící tyč tedy funguje podle předpokladu. V tab. 1 jsou shrnuty výsledné tuhosti a plastické podélné odpory získané z chování mostu ve všech dnech, kdy došlo k plastickému chování koleje v kolejovém loži. Z vyhodnocených dat se dá vyvodit závěr, že obálkový plastický podélný odpor je 9 kn/m u vídeňské opěry O1 a 12 kn/m u břeclavské opěry O2. Teoretická hodnota pro návrh mostu podle normy je 20 kn/m. Lze konstatovat, že upevnění se sníženou držebností je efektivní a napětí v bezstykové koleji od interakce most-kolej je významně redukováno. Tab. 1: Shrnutí tuhostí a plastických podélných odporů Table 1: Summary of stiffness and plastic shear resistances Opěra O1 Vídeň Opěra O2 Břeclav Průměrná tuhost k mean [kn/m] Průměrný plastický podélný odpor r 0,mean [kn/m] Obálková tuhost k env [kn/m] Obálkový plastický podélný odpor r 0,env [kn/m] Oteplení 12 7, Ochlazení Oteplení 10 9, Ochlazení 7 8, OZNÁMENÍ Příspěvek byl zpracován za podpory Studentské grantové soutěže ČVUT v Praze v rámci projektu SGS17/054/OHK1/1T/11 s názvem Vliv degradace a klimatických jevů na interakci most-kolej. LITERATURA [1] PLÁŠEK, O.: Bezstyková kolej na mostech. In: Sborník příspěvků 17. konference Železniční dopravní cesta. Praha, 2012, s

13 STYČNÍKY PRUTŮ Z KRUHOVÝCH UZAVŘENÝCH PRŮŘEZŮ Z VYSOPEVNOSTNÍCH OCELÍ CIRCULAR HOLLOW SECTION JOINTS MADE OF HIGH STRENGTH STEELS Matyáš Kožich Abstract Hollow section joints are designed using failure modes. For each failure mode, design recommendations based on experiments for geometric and material parameters are prepared. There are not enough experiments available for welded hollow section joints made of high strength steel. Based on several available experimental researches dealing with the topic of the load carrying capacity of connections made of high strength steels, EN (2005) specifies a reduction factor α = 0,9 for joints with an yield strength of 355 f y 460 MPa. In EN (2007), the reduction factor is further reduced to α = 0,8 for steels with the yield strength 460 f y 690 MPa. However, both factors are independent of the geometry of the joint. Key words: high strength steel, joint, CHS, RHS, load carrying capacity ÚVOD Styčníky zhotovené z prutů uzavřených průřezů se navrhují metodou tvaru porušení. Pro jednotlivé tvary porušení jsou připraveny vztahy pro únosnost na základě experimentů pro různé geometrické a materiálové parametry. Pro svařované styčníky kruhových uzavřených průřezů z vysokopevnostní oceli není dosud k dispozici dostatečné množství experimentů. Na základě výzkumu zabývajícího se problémem únosnosti styčníků uzavřených průřezů z vysokopevnostních ocelí udává norma ČSN EN (2005) k návrhovým vztahům přidat redukční faktor α = 0,9 pro styčníky z ocelí s mezí kluzu 355 f y 460 MPa. V normě ČSN EN (2007) je redukční faktor dále redukován na α = 0,8 pro ocele s mezí kluzu 460 f y 690 MPa. Oba uvedené redukční faktory jsou však nezávislé na geometrii styčníku. SHRNUTÍ SOUČASNÉHO STAVU Poznatky v oblasti svařovaných styčníků uzavřených průřezů z vysokopevnostních ocelí jsou doposud omezeny. Kurobane [1] provedl výzkum na styčnících tvaru K s mezerou kruhových uzavřených průřezů z oceli S460 se zjištěním, že únosnost styčníků je o 18 % nižší v porovnání s odpovídajícími styčníky z oceli S235. V jeho experimentech však byla použita jiná definice únosnosti styčníku, než limit 3 % deformace povrchu pásu. Kurobanova zjištění byla potvrzena Noordhoekem a kol. [2], kteří také prokázali, že styčník K s mezerou, z oceli S460, má v poměru nižší únosnost než odpovídající styčníky z oceli S235. Puthli a kol. [3] provedli testy na styčnících tvaru X z oceli S460 a zjistili, že pro téměř všechny testované styčníky experimentálně určená únosnost překročila předpokládanou únosnost dle CIDECT, vypočtenou bez redukčního faktoru. Na základě následné numerické analýzy vyplynulo, že redukční faktor α = 0,9 je pro styčníky X z oceli S460 stále ještě konzervativní. Na přípojích K s mezerou ze čtvercových uzavřených průřezů z oceli S690 provedl experimenty Mang [4], který pozoroval relativní snížení v únosnosti styčníku o 1/3 vzhledem ke styčníkům z běžných ocelí. Liu a Wardenier [5] následně provedli numerickou studii na přípojích K s mezerou z oceli S460 a došli k potřebě redukčního faktoru α = 0,9. Becque, Wilkinson a Syam [6] provedli testy zaměřené na porušení styčníku plastifikací čela pásu na geometriích T a X z oceli S420. Štíhlostní poměry testovaných vzorků 13

14 ale byly mimo rozsah platnosti současných norem. Některé z testovaných vzorků se však porušily křehkými způsoby porušení, viz obr. 1. Všichni autoři poukazují na potřebu dalšího detailního výzkumu křehkého chování zejména v rozích čtvercových uzavřených průřezů. Obr. 1: Křehké způsoby porušení porušení v podélném produkčním svaru (vlevo), porušení mezipásového prutu (vpravo) Fig. 1: Brittle failure modes failure in longitudinal production weld (left), brace failure (right) ZÁVĚR Výzkum v oblasti svařovaných styčníků uzavřených průřezů z vysokopevnostních ocelí je doposud značně omezený. Většina experimentů byla provedena na styčnících K s mezerou, pro ostatní geometrie styčníků data prakticky neexistují. Vlivem malé tažnosti vysokopevnostních ocelí se další výzkum zaměří na křehké porušení styčníků. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky jsou prezentovány v tomto článku, je podpořen grantem SGS18/117/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] KUROBANE, Y.: New developments and practices in tubular joint design, IIWDoc. XV and IIW Doc. XIII , [2] NOORDHOEK, C. a kol. Static strength of high strength steel tubular joints, ECSC agreement number 7210-MC/602, [3] PUTHLI, R. a kol. Adaptation and extension of the valid design formulae for joints made of highstrength steels up to S690 for cold-formed and hot-rolled sections, CIDECT report 5BT, [4] MANG, F. Untersuchungen an Verbindungen von geschlossenen und offenen Profilen aus hochfesten Stählen, AIF-Nr. 3347, Universität Karlsruhe, [5] LIU, D.K. a WARDENIER, J. Effect of the yield strength on the static strength of uniplanar K- joints in RHS (steel grades S460, S355 and S235), IIW Doc. XV-E , Delft University of Technology, Delft, [6] BECQUE, J., WILKINSON, T. a SYAM, A. Experimental investigation of X and T truss connections in C450 cold-formed rectangular hollow sections, CIDECT Report 5BV,

15 PLÁŠŤOVÉ SYSTÉMY PRO STABILIZACI OCELOVÝCH KONSTRUKCÍ PŘI POŽÁRU CLADDING SYSTEMS FOR STABILIZATION OF STEEL STRUCTURES IN FIRE Nikola Lišková Abstract Sandwich panels and trapezoidal sheets are used to stabilize the main structure in fire. The paper gives an information about conceptual procedure how to solve behaviour of the cladding systems during a fire. Key words: Steel constructions; hall buildings; fire scenarios; trapezoidal sheets; sandwich panels; fire risk; Computational Fluid Dynamics; Fire Dynamics Simulator (FDS). ÚVOD Již v roce 1982 vydal Davies J. M. a Bryan E. R. manuál [1], který obsahoval komplexní teoretické poznatky, které umožnily navrhování trapézových plechů pro stabilizaci ocelových konstrukcí prakticky v celosvětovém měřítku a v roce 1995 ECCS publikovalo doporučení pro návrh takto stabilizovaných ocelových konstrukcí [2]. Vliv plášťových systémů na stabilizaci ocelových konstrukcí je tedy dlouhodobě zkoumanou problematikou. Tyto studie bohužel opomíjejí chování takto využitých sendvičových panelů a trapézových plechů za požáru. Případy požárů halových objektů v německém Lohne a Düsseldorfu z jara roku 2016, viz obr. 1 kde, nedošlo ke kolapsu konstrukce právě díky chování sendvičových panelů, prokázaly správnost této úvahy. Obr. 1: Požár řeznictví Wiesenhof v Lohne, 28. března Fig. 1: Fire Wiesenhof 's butcher shop in Lohn, March 28, KONCEPT ŘEŠENÍ Podle výsledků dokončeného projektu RFCS a podle projektu LOCAFI, by určení možného požáru dle provozu budovy mělo být výchozím bodem při návrhu konstrukce. Ke zjištění dosahovaných teplot proto bude jako první vypracován numerický model založený na metodě CFD (Computational Fluid Dynamics), který bude simulovat nejpravděpodobnější požární scénáře v jednopodlažních halových objektech komerčního a průmyslového charakteru. Vzorový objekt použitý pro vypracování simulace je zobrazen na obr

16 Obr. 2: Vzorový halový objekt pro vypracování simulace. Fig. 2: The hall was used for simulation. V budoucnu proběhnou experimenty na plášťových systémech tvořených a) trapézovými plechy a izolací z minerální vlny; b) sendvičovými panely s jádrem z PIR a z minerální vlny, vždy ve dvou různých tloušťkách od dvou různých výrobců. Tím bude pokryta široká škála možností aplikací pro ocelové konstrukce a výsledky se budou moci použít i pro další typy budov. ZÁVĚR Předpokládá se sestavení numerických modelů chování ocelových nosníků a plášťů pomocí MKP a následná validace těchto modelů s využitím plánovaných zkoušek. Následně by měly být nové poznatky zapracovány do metodiky návrhu ocelových konstrukcí stabilizovaných pomocí pláště. Očekává se, že části EN [3], EN [4], EN [5] a EN [6] by mohly být na základě tohoto projektu upraveny. OZNÁMENÍ Výzkum je podpořen grantem SGS18/170/OHK1/3T/11 1 a RFCS projektem STABFI. LITERATURA [1] DAVIES J. M. a BRYAN E. R., Manual of Stressed Skin Diaphragms Design. Granada, London, New York, 1982, 441 p., ISBN [2] ECCS Publication No. 88: European recommendations for the application of metal sheeting acting as a diaphragm. 1995, 263 p., ISBN [3] EN , Eurocode 1: Actions on structures. Part 1-2: General actions - Actions on structures exposed to fire. November 2002, 59 p., ISBN [4] EN , Eurocode 3: Design of steel structures. Part 1-2: General rules - Structural fire design. 2005, 85 p., ISBN [5] EN , Eurocode 3. Design of steel structures. Part 1-3: General rules. Supplementary rules for cold-formed members and sheeting. 2006, 131 p., ISBN [6] EN 14509:2006: Self-supporting double skin metal faced insulating panels Factory made products Specifications. January 2007, 150 p., ISBN

17 NOSNÍKY OTEVŘENÝCH PRŮŘEZŮ Z KOROZIVZDORNÝCH OCELÍ OPEN CROSS SECTION STAINLESS STEEL BEAMS Marek Šorf Abstract This paper shows starting research of welded I section beams subjected to lateral-torsional buckling. Difference in behaviour of stainless steel beams and common carbon steel beams is generally expected. To show behaviour of the stainless steel beams, a simple study using advanced numerical model (GMNIA) in FE software Abaqus was carried out for cross-section with different slenderness. Results provided by the study were compared to the existing design procedures according to the Eurocodes and confirmed previous assumptions. For validation of numerical model, there were designed tests considering two types of stainless steel. A parametric study based on the validated numerical models will be used for development of a new accurate and safe design procedure. Key words: stainless steel, slender beams, welded beams, lateral-torsional buckling, numerical modelling ÚVOD V posledních letech lze zaznamenat nárůst využití korozivzdorných ocelí ve stavebnictví jak pro lehké konstrukční prvky opláštění či zastřešení, tak i pro hlavní nosné prvky konstrukce. Korozivzdorné oceli jsou vysoce legované oceli s minimálním obsahem chromu 10,5 %. Hlavní výhodou těchto ocelí oproti běžné uhlíkové konstrukční oceli je vyšší odolnost proti korozi a vlivům teploty na mechanické vlastnosti ocelí. Větší využití těchto ocelí však značně limituje několikanásobně vyšší pořizovací cena. V současné době existuje několik tříd korozivzdorných ocelí, které se liší v použití různého množství a různých typů příměsí během legování. Tento fakt přímo ovlivňuje vlastnosti těchto ocelí jako je pevnost, svařitelnost, houževnatost či míra odolnosti proti korozi. Z hlediska ceny i životnosti konstrukce je pro návrh velmi důležitý správný výběr třídy oceli pro dané prostředí. Ve stavebnictví se zpravidla používají tři třídy korozivzdorných ocelí austenitické, feritické a austeniticko-feritické (duplexní) [1]. Při porovnání pracovních diagramů korozivzdorných ocelí a uhlíkových ocelí je zřejmý rozdíl mezi jednotlivými křivkami. Zatímco běžná ocel vykazuje lineárně pružné chování až do dosažení zřetelné meze kluzu, po které dochází ke zpevnění, u korozivzdorné oceli je křivka nelineární bez zřetelné meze kluzu. Rozdílné chování materiálu lze pozorovat i při porovnání pracovních diagramů jednotlivých druhů korozivzdorných ocelí. Duplexní oceli vykazují vyšší pevnosti oproti feritickým i austenitickým, austenitické oceli oproti duplexním a feritickým pak vyšší tažnost [1]. Návrh konstrukcí z korozivzdorných ocelí je třeba provádět podle norem pro konstrukce z běžných uhlíkových ocelí s využitím doplňujících pravidel podle normy ČSN EN [2]. Pro část doplňujících pravidel však ještě neexistuje dostatečné množství experimentálních dat a vychází tak z inženýrských předpokladů nebo postup není obecně použitelný. ZAMĚŘENÍ DISERTAČNÍ PRÁCE Disertační práce bude konkrétně zaměřena na ztrátu příčné a torzní stability štíhlých nosníků otevřených svařovaných průřezů z korozivzdorné oceli. Při porovnání výpočetního postupu dle normy [2] s výsledky předběžné numerické studie provedené v MKP softwaru Abaqus byl zjištěn značný rozpor. Numerická studie byla provedena pro různé délky nosníků s různými průřezy se zavedením imperfekcí a nelineárního pracovního diagramu oceli. Pro ověření správnosti numerického modelu byly navrženy zkoušky celkem šesti nosníků třech různých délek ze dvou typů korozivzdorné oceli a

18 Statické schéma zkoušek vychází z výzkumu M. Prachaře [3]. Pro dosažení co nejpřesnější shody výsledků naměřených při experimentu a výsledků z numerického modelu byly provedeny materiálové zkoušky pro oba typy použité oceli, dále byly naměřeny lokální i globální imperfekce skutečných nosníků. Po validaci numerických modelů bude provedena parametrická studie pro různé štíhlosti prutu. Tato studie bude dále využita pro ověření současných návrhových postupů, popřípadě pro odvození vztahů nových. Na obr. 1 je zobrazen nosník po dosažení únosnosti při experimentu a materiálová zkouška. Obr. 1: Schéma zatěžovací zkoušky nosníku a tahová zkouška Fig. 1: The arrangement of tested beam and coupon test ZÁVĚR V příspěvku je popsán předpokládaný postup disertační práce a shrnuty dosažené dílčí cíle. Cílem práce je ověření a případné zpřesnění návrhového postupu pro výpočet momentové únosnosti štíhlých nosníků otevřených svařovaných průřezů z korozivzdorných ocelí s vlivem ztráty příčné a torzní stability. OZNÁMENÍ Prezentovaný výzkum je podporován grantem SGS17/169/OHK1/3T/11. LITERATURA [1] Příručka pro navrhování konstrukcí z korozivzdorné oceli: 4. vydání. Přeložil JANDERA, M., ŽIDLICKÝ, B. a ŠORF, M. Praha, ISBN Dostupné také z: [2] Eurocode 3: Design of steel structures - Part 1-4: General rules - Supplementary rules for stainless steels. European committee for standardization [3] PRACHAŘ, M., JANDERA, M., WALD, F. a ZHAO, B. Fire resistance of slender section beams. Steel Construction, 7(3), , Dostupné také z: 18

19 POŽÁRNÍ ODOLNOST OCELOBETONOVÝCH SLOUPŮ S ROZPTÝLENOU VYZTUŽÍ PŘI KOMBINOVANÉM NAMÁHANÍ FIRE RESISTANCE OF COMPOSITE STEEL AND FIBER-CONCRETE BEAM-COLUMNS Alexey Tretyakov Abstract Concrete filled steel tube (CFST) members combine main advantages of both materials (concrete and steel) and provides better properties of the members in many aspects. CFST gives more efficient construction process with no formwork needed rather than steel reinforced concrete composite. Infilling of the steel tube brings better mechanical properties of the members and increases fire resistance. While fire resistance of CFST columns filled with plain concrete was developed by several authors, fire resistance of CFST beam-columns with steel fibre reinforced concrete infill was not developed yet. Key words: concrete filled steel tubes (CFST), circular hollow section (CHS), steel fibre reinforced concrete (SFRC), flexural stiffness ÚVOD Na chování ocelových sloupů vyplněných betonem (CFST) při požáru je zaměřena řada prací. Je zřejmé, že použití spřažených sloupů je mnohem účinnější než použití sloupů s pouze ocelovým uzavřeným průřezem. Řada vědců se podílela na vývoji a zlepšování návrhových přístupů ocelobetonových sloupů vystavených požáru. Požadovaná požární odolnost prvků konstrukce se stanovuje v závislosti na využití budovy a době potřebné k evakuaci osob, a pohybuje se v rozmezí 30 až 180 minut. Dosud se požární odolnost ocelobetonových sloupů zajištovala požárními obklady nebo nástřiky. Jde o to, aby ocelobetonový sloup měl za běžné teploty požadovanou únosnost a za zvýšené teploty za požáru dostatečnou požární odolnost, kterou zajistí tepelně izolované jádro sloupu. VÝHODY POUŽITÍ ROZPTÝLENÉ VÝZTUŽE A AKTUÁLNÍ STAV PROBLEMATIKY K vyztužení betonového jádra se používají válcované ocelové profily a betonářská výztuž. Jádro lze vyztužit i ocelovými vlákny, viz obr. 1[1]. Přidáním rozptýlených ocelových vláken (SFR) do betonové směsi se zvyšuje tlaková a tahová pevnost betonu a ohybová tuhost celého sloupu. Obr. 1: Způsoby vyztužení betonového jádra pomoci a) uzavřeného ocelového profilu, b) otevřeného ocelového profilu, c) betonářské výztuže, d) rozptýlené výztuže Fig. 1: Types of the concrete core reinforcement, a) Closed steel profile, b) Open steel section c) Classic concrete reinforcement, d) Steel fibre reinforcement 19

20 Ohybová tuhost se využije při namáhání ve vzpěru a při namáhání ohybem. Oproti sloupům vyplněným prostým betonem mají sloupy s drátkobetonem díky ocelovým vláknům dodatečnou plastickou rezervu [2]. Hlavní výhodou použití drátkobetonu jako výplně ocelového průřezu je jednodušší montáž, kdy není potřeba vkládat, centrovat či napojovat dodatečnou výztuž. Porovnání typických pracovních diagramu prostého betonu a drátkobetonu v tahu je znázorněno na obrázku 2. Kodur na základě experimentů prokázal, že požární odolnost sloupů s rozptýlenou výztuží se blíží odolností sloupů s betonářskou výztuží [3]. Obr. 2: a) Chovaní prostého betonu a SFRC v tahu b) Znázornění plastické kapacity SFRC Fig. 2: a) Behaviour in tension of plain and SFR concrete [7] b) Delineation of SFRС plastic capacity ZÁVĚR Přes zmíněné výhody ocelobetonových sloupů s rozptýlenou výztuží současné normy (v Evropě EN :2011, [4]) neobsahuji návrhový postup. Cílem výzkumu je popis chování při požáru, definování požární odolnosti při kombinovaném namáhaní prvku a vývoj obecného analytického návrhového postupu na účinky požáru, který bude navazovat na připravenou inovaci evropské návrhové normy EN :2021. OZNÁMENÍ Tento příspěvek vznikl v rámci grantu SGS17/127/OHK1/2T/11.h LITERATURA [1] KALEMI B., JIANG Y., CASTRO J.M. a MONTEIRO R.. Numerical modelling and assessment of circular concrete-filled steel tubular members. Thesis for: Master of Science in "Earthquake Engineering", 2016, /RG DOI: /RG [2] ADHIKARI S. a PATNAIK A. Potential applications of steel fibre reinforced concrete to improve seismic response of frame structures. Thematic Issue on Earthquakes, NEDU, 2012, [3] KODUR V.K.R. a LIE T.T. Experimental Studies on the Fire Resistance of Circular Hollow Steel Columns Filled with Steel-Fibre-Reinforced Concrete. Internal Report No.691 National research Council Canada. Institute for research in construction, DOI: / [4] CEN. EN , Eurocode 4: Design of composite steel and concrete structures. Part 1-2: General rules Structural fire design. Brussels, CEN,

21 ANALÝZA MECHANICKÝCH VLASTNOSTÍ ZA STUDENA TVÁŘENÝCH VYSOKOPEVNOSTÍCH OCELÍ V MÍSTĚ SVARU ANALYSIS OF MECHANICAL PROPERTIES OF COLD-FORMED HIGH STRENGTH STEELS AT THE WELD AREA Martin Werunský Abstract (STYL: NADPIS 3) Nowadays, steels with yield strength higher than 550 MPa and ultimate strength higher than 700 MPa are considered as high-strength steels. Their utilization allows to construct structures with lower dead weight and with higher load capacity. Objective of future Author s dissertation Thesis is to analyze mechanical properties of S960 steel, which is presumed to be utilized in civil engineering in future. High-performance steel, weld, cold-forming, FEM analysis, mechanical properties ÚVOD Stále větší zastoupení získávají vysokopevnostní oceli (VPO) ve stavebnictví jako konstrukční materiál. Až donedávna byla v ČSN EN [1] udána doplňující pravidla pro VPO do meze kluzu 700 MPa, která ovšem vycházela z vlastností běžných ocelí. Tento nedostatek vedl k tomu, že využití VPO bylo spíše konzervativní a neekonomické. Aby se podobným nedostatkům předešlo i pro ocele s vyššími mezemi kluzu, je nezbytně nutné podrobit je intenzivnímu výzkumu. VPO - SVAŘOVÁNÍ A TVÁŘENÍ ZA STUDENA Svařování VPO vyžaduje na rozdíl od svařování ocelí běžných dodržování přísných technologických kritérií, jejichž opomenutí vede ke zhoršení mechanických vlastností spoje. Významným parametrem, který je při svařování VPO nezbytné dodržet, je množství vneseného tepla, ze kterého se odvíjí doba chladnutí t8/5 (doba, během které se svarový spoj ochladí z 800 C na 500 C). Právě v rozmezích těchto teplot dochází ke konečné tvorbě mikrostruktury VPO, která rozhoduje o jejich výsledných mechanických vlastnostech: pevnosti, tažnosti a houževnatosti. Obecně platí, že při svařování VPO je vneseno co nejnižší teplo tak, aby byla co nejkratší doba chladnutí t8/5. Se zvyšující se pevností oceli se také zvyšuje její náchylnost na tvorbu vodíkových trhlin. Tvorbě těchto trhlin lze zabránit naopak vyšším množstvím vneseného tepla tak, aby vodík mohl během chladnutí ze svarového kovu difundovat. Je patrné, že při svařování VPO se musí respektovat zásady, které si kontraindikují, z toho důvodu je pracovní oblast svařování pro VPO úzce ohraničena (obr. 1). Obr. 1: Pracovní oblast svaru pro běžnou a vysokopevnostní ocel Fig. 1: Welding parameter box for mild and high-strength steel 21

22 Navzdory tomu, že tažnost VPO je obecně nízká, vykazují oproti předpokladu poměrně dobrou tvářitelnost, neboť disponují dobrou lokální tažností, která je pro tváření klíčová. Při tváření VPO za studena se protažení v nejvíce namáhaném místě po dosažení maximální hodnoty rozšiřuje do okolí. Tím je zamezeno překročení kritické hodnoty protažení, a proto nedojde k poškození. Obr. 2 znázorňuje rozšíření protažení do okolí nejnamáhanějšího místa při ohýbání plechu z oceli OPTIM S960QC [3]. Obr. 2: Rozšiřování tvářené oblasti během ohýbání oceli S960 Fig. 2: Spreading of strain during bending of steel S960 CÍLE VÝZKUMU Cílem výzkumu je popsat změnu mechanických vlastností (pevnosti, tažnosti, houževnatosti a tvrdosti) VPO třídy S960 v místě, které bylo za studena tvářeno (ohybem o 90 ) a ke kterému byl zároveň přivařen metodou MAG plech z oceli stejné třídy. Změna mechanických vlastností bude studována v závislosti na poměru poloměru ohybu a tloušťky plechu, pevnosti přídavného materiálu a také v závislosti na teplotě předehřevu. Data získaná z experimentů a tahových zkoušek budou využita pro validaci a verifikaci modelu vytvořeného v MKP programu. Následně se plánuje provedení rozsáhlé parametrické studie. ZÁVĚR Cílem probíhajícího výzkumu je podrobný popis mechanických vlastností oceli S960 ovlivněných kombinací tváření a svařování, který umožní zejména ve stavebnictví širší využití svařovaných a tvářených prvků vyrobených z ocelí tříd vyšších než je ocel S700. OZNÁMENÍ Tento výsledek byl vytvořen s finanční podporou programu Centra kompetence TA ČR, projekt č. TJ a s podporou grantu SGS18/119/OHK1/2T/11. LITERATURA (STYL: NADPIS 4) [1] ČSN EN : Eurokód 3 Navrhování ocelových konstrukcí Část 1-12: Doplňující pravidla pro oceli vysoké pevnosti do třídy S 700, ÚNMZ, [2] RUOPPA V., SIPOLA, S., TOPPILA, R., TOMIO, K. a KESTI, V. Bending properties of some ultra-high strength steels. Proceedings of the METNET Seminar 2012 in Izmir. Dostupné také z: Strength_Steels_With_Optical_Strain_Analysis_and_Prediction_of_Bending_Force 22

23 ZKOUŠKA STYČNÍKU SPŘAŽENÉHO OCELOBETONOVÉHO RÁMU EXPERIMENTAL TEST ON COMPOSITE STEEL-CONCRETE FRAME JOINT Petr Červenka Abstract The subject of this paper is a preparation of an experimental test on steel-concrete composite joint. EN [1] prescribes a rather inaccurate formula for an effective width calculation of a concrete slab in compression in the nodal zone [2], [3]. The results of the following experimental test will be used for validation of a numerical tool and a parametric study will be carried out with isolated composite steel-concrete frame joint. Key words: steel-concrete, composite joints, slab in compression, effective width, experimental test ÚVOD V autorově publikaci [2] je uvedeno, kdy dochází k namáhání betonové desky v tlaku v místě vnitřního styčníku spřaženého rámu a jaké mechanismy přenášení namáhání se v betonové desce uplatňují. V současné době autor připravuje experiment na konstrukci reálných rozměrů. Vnitřní styčník spřaženého ocelobetonového rámu bude během zkoušky namáhán následujícím zatížením: 1) z jedné strany styčníku záporným momentem; 2) z jedné strany styčníku záporným momentem a z druhé strany styčníku kladným momentem, a to s různými poměry takto působících momentů. Cílem experimentu je určit průběh normálového tlakového napětí v betonové desce v oblasti styčníku a úhel odklonu minimálního hlavního napětí při působení mechanismu 2 [2]. Na pracovišti autora dlouhodobě probíhá výzkum v oblasti spřažených ocelobetonových konstrukcí, viz např. [4]. ZÁKLADNÍ GEOMETRIE VZORKU Základní schéma experimentu je zobrazeno na obr. 1. Podle laboratorních podmínek a podle obvyklé polohy nulového momentu na spojitém nosníku od svislého zatížení byla zvolena délka konzoly 2 m. Šířka betonové desky 1,4 m byla zvolena po předběžné analýze průběhu normálového napětí v betonové desce v programu Scia Engineer a také podle přílohy C normy EN [1], ve které jsou uvedeny geometrické požadavky na vznik vzpěr a táhla při působení mechanismu 2 v betonové desce v oblasti styčníku. S ohledem na běžnou konstrukční výšku byla pro vzorek zvolena výška sloupu 3,4 m. Uložení sloupu je řešeno pomocí vetknutí, a to především pro zajištění celkové torzní stability konstrukce. RÁMOVÁ KONSTRUKCE ZKUŠEBNÍHO PŘÍPRAVKU Základní schéma zkušebního přípravku je zobrazeno též na obr. 1. Ocelobetonová konzola namáhaná kladným momentem je zajištěna proti příčnému vybočení pomocí bočních podpor. Mezi příčle přípravku, které jsou tvořeny dvěma vysokými svařovanými U profily, bylo nutné vložit prvek profilu HEB 400 pro podepření horního konce sloupu vzorku. Vzorek bude během experimentu namáhán výrazně nerovnoměrnými momenty, tudíž v příčli zkušebního přípravku vznikne velká vodorovná síla a v rámových rozích přípravku významné ohybové momenty. Sloupy se v rovině hlavní rámové vazby zkušebního přípravku zdvojily za účelem: 1) odlehčení ohybového namáhání sloupů, které jsou tvořeny svařovanými I profily ohýbanými kolem měkké osy; 2) omezení patrové deformace rámu. Kvůli zajištění stability rámu z roviny hlavní rámové vazby budou dva z těchto čtyřech sloupů navíc zdvojeny dalšími sloupy i v příčném směru spojením krátkými průvlaky. Rám zkušebního přípravku včetně 23

24 kotvení do betonové desky zkušební haly byly pružným výpočtem posouzeny na maximální síly vyvozené hydraulickými válci. Hydraulické válce jsou celkem dva, první bude vyvozovat tah a druhý tlak. Maximální vyvozená síla těmito válci je v tahu 100 kn a v tlaku 400 kn. Dle možností válců a dle geometrie podpůrných konstrukcí bude možno vyvodit deformaci ±175 mm. Mezi koncem ocelobetonové konzoly a hydraulickým válcem byl navržen čepový spoj s podélným otvorem pro umožnění vodorovné deformace vzniklé pootočením konzoly. Obr. 1: Schéma experimentu vzorek spřaženého ocelobetonového styčníku (1), příčel zkušebního přípravku (2), prvek vložený mezi příčle přípravku (3), hydraulický válec vyvozující tlak (4) a tah (5), sloup hlavní rámové vazby přípravku (6), průvlak příčného rámu přípravku (7), poloha bočních podpor ocelobetonové konzoly (8), čepový spoj (9) Fig. 1: Test configuration specimen of composite steel-concrete joint (1), test frame girder (2), member inserted between test frame girders (3), hydraulic jack applying compressive force (4) and tensile force (5), column of main test frame (6), beam of minor test frame (7), position of lateral restrains of steel-concrete cantilever (8), pin connection (9) NÁVRH SPŘAŽENÉHO OCELOBETONOVÉHO STYČNÍKU Návrh styčníku pro experiment má zaručit, že: 1) ohybová únosnost styčníku při namáhání kladným momentem bude nižší než únosnost při namáhání záporným momentem; 2) o únosnosti styčníku bude rozhodovat zkoumaná komponenta betonová deska v tlaku. Aby rozhodovalo porušení betonové desky v tlaku, je únosnost ostatních komponent ocelobetonového styčníku vůči této komponentě naddimenzována. Tento postup je opakem kapacitního návrhu dle EN [1], kde křehké komponenty (např. betonová deska v tlaku) omezují únosnost tažných komponent (např. výztuže) tak, aby bylo zajištěno duktilní chování styku. Návrh ocelobetonového styčníku byl proveden v programu COP AM 2.1.2, který je založen na metodě komponent. Schéma navrženého styčníku je zobrazeno na obr

25 Obr. 2: Schéma navrženého styčníku Fig. 2: Designed joint scheme Betonová deska byla zvolena konstantní tloušťky 100 mm z betonu třídy C25/30. Únosnost betonové desky v tlaku byla vyčíslena dle přibližného vztahu z přílohy C normy EN [1], tuhost této komponenty byla stanovena pro beton v tlaku dle EN [5]. Betonová deska by se dle tohoto předběžného výpočtu měla porušit již při pružném rozdělení sil ve styčníku. Avšak lze předpokládat, že skutečná pevnost betonové desky bude vyšší než nominální, tudíž komponenty v ocelové části styčníku byly navrženy tak, aby se chovaly tažně a mohlo tak být dosaženo plastického rozdělení sil. Profil sloupu byl zvolen HEB 280 z oceli třídy S460, profil příčle IPE 300 z oceli třídy S355. Aby o únosnosti styčníku rozhodovala komponenta betonová deska v tlaku, byla zvolena vyšší pevnostní třída oceli pro sloup. Tím se především zvýšila únosnost panelu sloupu ve smyku, který bývá rozhodující komponentou u styčníků namáhaných výrazně nerovnoměrnými momenty. Panel sloupu ve smyku byl také za tímto účelem oboustranně vyztužen pomocí příložek a na úrovni pásnic nosníků byl sloup opatřen výztuhami. Příložky jsou ke stěně sloupu připojeny koutovými svary navrženými na plnou únosnost vyztuženého panelu sloupu ve smyku. Příložky nepokrývají celou efektivní šířku stěny sloupu v příčném tlaku a tahu, aby se zabránilo křehkému porušení svarů velkým zkosením panelu sloupu při zatěžování. Únosnost působícího mechanismu 1 v betonové desce vypočítaná dle normového postupu je menší než únosnost stěny sloupu v příčném tlaku. Lokální boulení stěny sloupu v úrovni betonové desky v blízkosti výztuhy bylo zanedbáno. Náhradní T profil v tahu dle EN [5] byl pro ocelový přípoj navržen tak, aby došlo k tažnému způsobu porušení 1), popř. 2), a nikoliv ke křehkému porušení šroubů (způsob porušení 3). Spřažení mezi betonovou deskou a ocelovým nosníkem je zajištěno pomocí trnů s hlavou, které jsou na nosníku umístěny ve dvou řadách. Návrh plného spřažení byl proveden plasticky. Při návrhu byly dodrženy konstrukční zásady pro rozmístění trnů na nosníku. Aby bylo dosaženo žádoucí rotační kapacity styčníku: 1) čelní deska byla navržena pouze na výšku nosníku; 2) vzdálenost prvních spřahovacích trnů od pásnice sloupu byla zvolena téměř dvojnásobná oproti osové vzdálenosti trnů na nosníku. Plocha podélné výztuže betonové desky byla zvolena dostatečně velká, aby o únosnosti styčníku rozhodovala betonová deska v tlaku, a to i při konzervativním uvážení smykového ochabnutí na průběh napětí ve výztuži, kdy se uvažovaly ve výpočtu pouze nejbližší čtyři pruty podélné výztuže 25

26 u styčníku. Plocha výztuže byla na druhou stranu omezena únosností pásnice nosníku v tlaku. Pro zmírnění možnosti vyboulení pásnice nosníku v tlaku byly i nosníky v blízkosti styčníku opatřeny výztuhami, obr. 2. Návrh příčné výztuže v betonové desce byl proveden dle EN [6] na tah způsobený podélnou smykovou silou ve spřažení. Návrh příčné výztuže v oblasti styčníku byl proveden dle přílohy C normy EN [1] na příčný tah od působení mechanismu 1) a 2) v betonové desce. Dle analytického řešení metodou komponent s nominálními pevnostmi prvků by síly vyvozené hydraulickými válci při porušení ocelobetonového spřaženého styčníku měly být ±75 kn. S uvážením sečnových tuhostí ocelobetonových styčníků a počátečních tuhostí styčníků zkušebního přípravku, ideálních průřezů spřažených ocelobetonových nosníků a s uvážením vlivu deformace celého rámu zkušebního přípravku by maximální svislý posun vyvozený válci měl být 40 mm na straně kladného momentu a 45 mm na straně záporného momentu při výše uvedených silách při dosažení porušení vzorku. ZÁVĚR Byla vypracována dílenská dokumentace spřaženého ocelobetonového styčníku a potřebných podpůrných konstrukcí. Výroba prvků proběhne v nejbližší době. Dle výsledků experimentu bude validován numerický model, výstupem parametrické studie pak bude analytické řešení pro výstižnější výpočet komponenty betonová deska v tlaku. OZNÁMENÍ Tento příspěvek byl zpracován za podpory projektu SGS17/124/OHK1/2T/11 Styčníky ocelobetonových konstrukcí a projektu TA ČR - Program Zéta TJ Pokročilé postupy při návrhu a výrobě styčníků ocelových a ocelobetonových konstrukcí. LITERATURA [1] EN : Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance - Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings. European committee for standardization, [2] ČERVENKA, P. Chování betonové desky v tlaku u styčníků spřažených ocelobetonových rámů. Sborník semináře doktorandů katedry ocelových a dřevěných konstrukcí a ČVUT, Fakulta stavební, Katedra ocelových a dřevěných konstrukcí, pp ISBN Dostupné také z: [3] BENNACER, M.A., BEROUAL, A., KRIKER, A. a DEMONCEAU J.-F. Analytical model for composite joints under sagging moment. Engineering Structures, 2015, 101, DOI: /j.engstruct Dostupné také z: [4] DOLEJŠ, J. a TUNEGA, I. Partial Connection of Beams Made of High Performance Materials - Tests of Composite Steel-Concrete Beams. Benefits of Composites in Civil Engineering. Leusden: COBRAE, 2007, [5] EN : Eurocode 3: Design of steel structures - Part 1-8: Design of joints. European committee for standardization, [6] EN : Eurocode 2: Design of concrete structures - Part 1-1: General rules and rules for buildings. European committee for standardization,

27 ZDIVO Z PLNÝCH SKLENĚNÝCH CIHEL SOLID GLASS BRICK MASONRY Jiří Fíla Abstract This paper focuses on the experimental investigation of solid glass bricks masonry usable for load bearing walls or columns loaded by the centric pressure. The choice of mortar has a significant role in the load-bearing capacity of the masonry, therefore small-scale tests have been carried out in the first step of experiments. Adhesion resistance and failure modes of brick bed joint were determined during series of tests using various mortar composition and different thickness of the mortar joint. Significant influence of the joint thickness on the resistance was found. The compression tests were performed on two small pillars to determine the load bearing capacity as well as residual load bearing capacity and failure mode of glass bricks pillars. Key words: glass, masonry, solid brick, adhesion, compression ÚVOD Zdivo z plných skleněných cihel představuje netradiční použití skla na nosné stavební konstrukce, přesto lze z poslední doby najít několik realizovaných staveb [1]. Únosnost těchto konstrukcí závisí zejména na vhodném výběru spojovacího materiálu. V rámci tohoto příspěvku jsou představeny výsledky experimentů, které byly zaměřeny na stanovení adheze vybraných druhů malt k povrchu skleněných cihel. Tyto zkoušky navázaly na první etapu výzkumu, ve které byly provedeny smykové zkoušky spoje mezi skleněnými cihlami, [2]. Na základě výsledků smykových zkoušek byly další experimenty omezeny následujícími parametry: byly použity cihly s nepískovaným (hladkým) povrchem, tloušťky spar byly omezeny horní hranicí 10 mm, experimenty byly provedeny pro dva druhy malty a jedno lepidlo na dlažbu. Pro vybranou maltu byly provedeny dvě zkoušky únosnosti v tlaku vyzděného pilíře z plných skleněných cihel. Podpora Působiště zatížení Skleněná cihla F Skleněná cihla Podpora Podpora Skleněná cihla Působiště zatížení Skleněná cihla Podpora Obr. 1: Půdorys (vlevo) a bokorys (vpravo) zkoušky adheze Fig. 1: Floor plan (left) and side view (right) of adhesion test 27

28 ZKOUŠKY ADHEZE MALTY Zkušební tělesa pro zkoušky adheze byla vyrobena spojením dvou skleněných cihel uložených kolmo na sebe. Uspořádání zkoušky je patrné z obr. 1. Zkušební tělesa byla vyrobena z cihel tvaru komolého jehlanu s obdélníkovými základnami o rozměrech 240 x 117 mm resp. 236 x 114 mm a výškou 53 mm. Pro tři spojovací materiály (malta určená pro zdění dutých skleněných tvárnic M01, vyrovnávací malta se zvýšenou přilnavostí k nenasákavým povrchům M02 a lepidlo na dlažbu M03) byla vyrobena tělesa s různou tloušťkou spáry, viz tab. 1, k ověření vlivu tloušťky na výslednou pevnost. U některých těles došlo k rozlepení již během manipulace, proto jsou v tab. 1 uvedeny celkové počty těles a počty těles rozlepených před zkouškou. Zkušební tělesa byla namáhána plynule rychlostí 0,5 mm/min do porušení. Označení materiálu Počet těles [ks] Tab. 1: Souhrn výsledků adhezních zkoušek Table 1: A summary of adhesion tests Počet rozlepených těles [ks] Tloušťka spáry [mm] Průměrná maximální síla při porušení F max [kn] Průměrné maximální napětí σ max [MPa] M ,39 0, ,45 0, ,19 0,087 M ,60 0,409 M ,54 0, ,85 0,062 Podobně jako u zkoušek spoje při namáhání smykem byl u zkoušek adheze pozorován vliv tloušťky na výslednou pevnost, viz tab. 1. K porušení došlo ve všech případech vlivem ztráty adheze, obvykle se oddělila malta od jednoho povrchu, ale v několika případech došlo k částečnému odlepení u obou povrchů, viz obr. 2. Obr. 2: Většinový (vlevo) a menšinový (vpravo) způsob porušení Fig. 2: Majority (left) and minority (right) type of failure 28

29 602 TLAKOVÁ ZKOUŠKA Pro vybraný spojovací materiál byla vyrobena dvě zkušební tělesa, viz obr. 3, která byla kontinuálně zatěžována centrickým tlakem rychlostí 40 kn/min. Zatížení bylo vnášeno přes roznášecí nosník ze dvou svařených ocelových profilů IPN 180. Na tělesech byly osazeny potenciometrické snímače dráhy, viz obr. 3. Kromě dat z těchto snímačů byla měřena působící síla pomocí siloměru. F F Roznášecí profil 2 x IPN180 Snímače dráhy Snímače dráhy Obr. 3: Uspořádání tlakové zkoušky (vlevo) a detail osazení snímačů (vpravo) Fig. 3: Scheme of compression test (left) and sensors attachment detail (right) První trhliny se v případě obou zkušebních těles začaly objevovat při dosažení síly F 800 kn. Zkušební tělesa byla po objevení první praskliny ve skleněných cihlách dále zatěžována s cílem určit zbytkovou únosnost zdiva. V případě prvního tělesa došlo při síle 1410 kn ke kolapsu roznášecích IPN nosníků: pro druhou zkoušky byl roznášecí nosník vyztužen vevařenými ocelovými výztuhami. V případě druhého tělesa bylo dosaženo maximální síly1565 kn, zkouška byla ukončena při skokovém nárůstu deformace. Ke kolapsu pilíře nedošlo v ani jednom případě. Schéma trhlin je patrné z obr první trhlina Obr. 4: Rozmístění trhlin v prvním (vlevo) a druhém (vpravo) tělese Fig. 4: Cracks development in the first (left) and second (right) specimen 29

30 Maximální síla F max [kn] ZÁVĚR Stejně jako v případě spoje namáhaného smykem [2] prokázaly prezentované zkoušky adheze malty, že tloušťka spáry má výrazný vliv na pevnost spoje, s nárůstem tloušťky pevnost klesá. Tento jev je typický pro polymerní lepidla, [3]. V případě malt použitých při zkouškách byla ve směsi obsažena speciální aditiva a plastifikátory, která mají za cíl zlepšit přilnavost. Na obr. 5 jsou vyneseny hodnoty pro materiál M02. Z grafu je patrný vliv tloušťky spáry na pevnost a také velký rozptyl naměřených hodnot ,39 Naměřené hodnoty Průměrná hodnota 3 mm 4 mm 3 6 mm ,45 1,20 Obr. 5: Porovnání maximální dosažené síly pro různé tloušťky spár Fig. 5: Comparison of the maximum force for different joint thicknesses V případě tlakových zkoušek byly zjištěno, že rozhodující pro únosnost pilíře je pevnost skla, neboť u obou zkoušených těles došlo k vzniku trhlin ve skle, nikoli v maltě, stejně tak nedošlo k drcení malty. Při prvním porušení, tj. při objevení první praskliny ve skleněné cihle, je dosaženo únosnosti, ale zkušební těleso je dál schopno přenášet zatížení. První těleso bylo po dosažení únosnosti dál zatěžováno až do síly 1410 kn, resp. do síly 1596 kn u druhého tělesa. Pilíře zděné z plných skleněných cihel namáhané centrickým tlakem tak prokázaly dostatečnou zbytkovou únosnost, i po popraskání cihel plní nosnou funkci a jsou schopné přenášet zvyšující se zatížení. Vznik prasklin je doprovázen zvukovými efekty, takže při přetížení zabudovaného prvku v konstrukci by došlo k včasnému varování uživatelů. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky jsou prezentovány v tomto příspěvku, byl podpořen grantem ČVUT č. SGS18/168/OHK1/3T/11. Poděkování patří rovněž firmě Vitrablok, s.r.o., která poskytla skleněné cihly na výrobu zkušebních těles. LITERATURA [1] OIKONOMOPOULOU, F., VEER, F., NIJSSE, R. a BAARDOLF, K. A completely transparent, adhesively bonded soda-lime glass block masonry system. Journal of Facade Design and Engineering. 2015, 2(3-4), DOI: /FDE ISSN x. [2] FÍLA, J., ELIÁŠOVÁ, M. a SOKOL, Z Glass Masonry - Experimental Verification of Bed Joint under Shear. In: IOP Conference Series: Materials Science and Engineering [online]. 251, [cit ]. DOI: / X/251/1/ ISSN Dostupné z: [3] PETRIE, E. M., c2007. Handbook of adhesives and sealants. 2nd ed. New York: McGraw-Hill. ISBN

31 VLIV POLYMERNÍCH FÓLIÍ NA CHOVÁNÍ VRSTVENÝCH SKEL PŘI ZATÍŽENÍ INFLUENCE OF POLYMERIC INTERLAYERS ON LAMINATED GLASS RESPONSE UNDER LOADING Tomáš Hána Abstract Looking at the contemporary architecture, there are various examples of glass load bearing structures such as beams, stairs, balustrades or even columns. These are mostly made of laminated safety glass to ensure residual load bearing capacity in case of one glass ply breakage. Stress state analysis of laminated glass panel is rather difficult when glass plies shear coupling provided by the interlayer is taken into account. It generally depends on the ambient temperature and load duration. There are many polymeric interlayers available on a market but their shear stiffness as a function of temperature and load duration is not for civil engineers mostly available. This dependence can be obtained by static creep and relaxation tests or by dynamic mechanical thermal analysis. Experimental data can be further used in numerical models to predict laminated glass response with a satisfactory precision. Key words: laminated glass, polymeric interlayer, shear modulus, dynamic mechanical thermal analysis ÚVOD Nosné konstrukční prvky ze skla jsou v současnosti navrhované jako vrstvené, a to především kvůli své zbytkové únosnosti v nehodové situaci. Jednotlivé skleněné desky v souvrství jsou spojené polymerní fólií, která je při ohybu souvrství schopna zajistit přenos smykových sil mezi jednotlivými deskami díky své smykové tuhosti. Odborná veřejnost nemá v dnešní době k dispozici platné normativní předpisy, které by zahrnovaly pozitivní vliv smykové tuhosti fólie do analýzy napjatosti vrstvených skel, což vede k předimenzovaným a neekonomickým konstrukcím. Smyková tuhost polymerní fólie závisí na okolní teplotě a délce trvání statického zatížení a není doposud pro většinu fólií k dispozici. Experimentální stanovení této tuhosti je možné pomocí statických relaxačních zkoušek za různých teplot, které umožní získat počáteční smykovou tuhost fólie. Je-li však požadována dlouhodobá časová závislost smykové tuhosti, jsou tyto zkoušky v širším teplotním rozmezí neproveditelné. Dynamické smykové zkoušky fólií za různých teplot vyžadují náročnější přípravu a provedení, umožňují však získat přesné hodnoty smykového modulu tuhosti zkoušené fólie i pro dlouhotrvající statické zatížení. Experimentálně získané smykové moduly mohou být použity v numerických modelech s jejichž pomocí lze získat dostatečně přesné rozložení napjatosti desek z vrstveného skla zatížených kolmo na svoji rovinu. POPIS EXPERIMENTŮ V Kloknerově ústavu ČVUT byla provedena série dynamických smykových zkoušek běžných polymerních fólií Trosifol, Trosifol Extra Strong, Evalam, Evasafe, SentryGlas a Krystalflex PE399 v celkovém teplotním rozmezí +70 až -10 C. Teploty pod +20 C byly v teplotní komoře zajištěny tekutým dusíkem. Vždy bylo vyzkoušeno 6 zkušebních těles od každého typu fólie. Zkušební tělesa byla tvořena dvěma skleněnými destičkami spojenými polymerní fólií, jejichž rozměry a směr působící síly jsou zobrazeny na obr. 1a. Působící síla vyvolá ve fólii mezi destičkami na ploše 50 x 50 mm 2 smykové napětí τ. Tloušťka zkoušených fólií byla měřena mikroskopem a pohybovala se v rozmezí 0,8 až 1,5 mm v závislosti na druhu použité fólie. Pro stanovení smykové deformace fólie byl měřen vzájemný posun skleněných destiček pomocí dvou potenciometrických snímačů dráhy MMR 1011, které byly z boku připevněny na zkušební těleso. Experimenty probíhaly v teplotní komoře, ve které byla udržována konstantní teplota měřená čidlem Pt Pro přímou kontrolu teploty skla byly na vzorek navíc připevněny dva teplotní sensory Pt 100. Umístění tělesa ve zkušebním zařízení, umístění teplotních sensorů a potenciometrických snímačů dráhy na tělese je zobrazeno na obr. 1b, 1c. 31

32 a) b) c) Obr. 1 a: Rozměry zkušebního tělesa pro dynamické zkoušky b: Umístění potenciometrických snímačů na tělese c: Uchycení tělesa s teplotními snímači do čelistí zkušebního zařízení Fig. 1a: Dimensions of the testing specimen used in mechanical thermal analysis b:potentiometric sensors position, c: Specimen fixing in MTS jaws Dynamické zkoušky byly řízeny vzájemným posunem skleněných destiček, který vyvolal smykovou deformaci fólie. Amplituda posunu zatěžovacího válce byla nastavena na hodnotu 0,2 mm a kvůli osové deformaci ostatních kovových součástí zkušebního zařízení byla maximální měřená amplituda posunu destiček 0,1 mm. Smyková deformace zatěžovacího cyklu fólie byla předepsána rovnicí (1), kde max je amplituda smykové deformace fólie, ω je úhlová frekvence jednoho cyklu a t je okamžitý čas od počátku cyklu. Frekvenční rozsah byl pro každou fólii stanoven hodnotou 0,05 4,95 Hz s krokem 0,05 Hz. Celkem bylo provedeno 99 zatěžovacích cyklů. Předpínací síla mezi jednotlivými cykly byla nastavena v rozmezí 1,2 až 1,5 kn. = max sin ( t) (1) Grafickou závislost smykového napětí na smykové deformaci fólie během zatěžovacího cyklu lze zobrazit pomocí hysterezní křivky na obr. 2, ze které lze odečíst významné body pro vyhodnocení požadovaného smykového modulu tuhosti zkoušené fólie. Obr. 2: Hysterezní křivka závislosti smykového napětí na smykové deformaci fólie Fig. 2: Hysteresis loop of shear stress-shear strain dependence in a loading cycle 32

33 G [MPa] G [MPa] Závislost smykového napětí na smykové deformaci určenou rovnicí (1) lze dle [1] vyjádřit jako (t) = G. (t) = (G + ig ). max. sin t = G. max. sin t + G. max. cos t, (2) kde G je reálná složka smykového dynamického modulu tuhosti, G je komplexní složka smykového dynamického modulu tuhosti a G* je smykový dynamický modul tuhosti. Vyhodnocení těchto modulů z jednotlivých cyklů bylo provedeno v programu MATLAB. Jestliže jsou známé závislosti dynamického modulu tuhosti G* na teplotě a frekvenci zatěžovacího cyklu, je možné provést jeho konverzi do časového spektra a zjistit tak skutečný modul tuhosti v závislosti na čase a teplotě G(t, T) pomocí Fourierovy transformace [2]. VÝSLEDKY EXPERIMENTŮ Následující grafy ukazují závislost reálné složky dynamického modulu tuhosti na frekvenci zatěžovacího cyklu pro reprezentativní tělesa fólií SentryGlas, Evalam a Evasafe. Fólie SentryGlas, viz obr. 3, vykazovala jako jediná dostatečnou tuhost umožňující provedení experimentu i při teplotách nad 50 C. Křivky závislostí pro tuto folii ukazují, že se reálná složka dynamického modulu tuhosti G při vzrůstající teplotě snižuje, navíc pro všechny zkoušené teploty tento modul roste se zvyšující se frekvencí. Pro teploty nižší než 50 C se významně zvětšuje hodnota tuhosti této fólie. Tento jev souvisí s teplotou skelného přechodu, při jejímž překročení daná fólie ztuhne a zkřehne (a naopak). Při teplotách nad 55 C jsou křivky závislostí konkávní a hladké. Fólie navíc vykazuje nezanedbatelnou tuhost i při 70 C, vyšší teploty nemohly být experimentálně ověřeny kvůli delaminaci fólie zkušebního tělesa. Fólie Evalam a Evasafe byly zkoušeny i za nízkých teplot, a to v teplotním rozmezí +20 až -5 C, viz obr. 4. Pro obě fólie je patrné, že se hodnota reálné složky dynamického modulu tuhosti G se snižující se teplotou zvyšuje. Nejvýznamnější nárůst tuhosti pro tyto fólie nastává mezi teplotami 0 a -5 C. Závislost na rychlosti vnášeného zatížení začíná být zřejmá až pro teploty nižší než +10 C. Porovnáním získaných křivek závislostí fólií Evalam a Evasafe lze zjistit, že křivky mají podobný hladký, konkávní průběh. Fólie Evasafe vykazuje na rozdíl od fólie Evalam vyšší hodnoty reálné složky dynamického modulu tuhosti G a fólie SentryGlas dosahuje v porovnání s oběma EVA fóliemi několikanásobně vyšších hodnot tohoto modulu. V praxi to znamená, že deska z vrstveného skla bude mít při použití fólie SentryGlas vyšší ohybovou tuhost a příznivější hodnoty extrémů hlavních tahových napětí při zatížení kolmém na střednicovou rovinu desky než stejná deska laminovaná fólií EVA při dodržení stejných okrajových podmínek SentryGlas C 35 C 40 C frekvence f [Hz] 45 C 50 C SentryGlas C 60 C frekvence f [Hz] 65 C 70 C Obr. 3: Závislosti reálné složky dynamického modulu tuhosti na frekvenci fólie SentryGlas Fig. 3: SentryGlas shear storage modulus-frequency relations 33

34 G [MPa] G [MPa] Evalam Evasafe C 0 C 5 C frekvence f [Hz] 10 C 15 C 20 C C 0 C frekcence f [Hz] 5 C 10 C 15 C 20 C Obr. 4: Závislost reálné složky dynamického modulu tuhosti na frekvenci fólií Evalam a Evasafe Fig. 4: Evalam and Evasafe shear storage modulus-frequency dependence ZÁVĚR Dynamické zkoušky všech šesti nejběžnějších druhů polymerních fólií potvrdily závislost jejich smykové tuhosti na teplotě a rychlosti vnášeného zatížení. Byla-li teplota během zatěžovacích cyklů zvýšena, došlo ke snížení reálné složky dynamického modulu tuhosti G, a tudíž i ke snížení hodnoty smykového modulu tuhosti, který je této hodnotě přímo úměrný [3]. Zvýšení rychlosti vneseného zatížení vedlo ve většině případů ke zvýšení hodnoty tohoto modulu. Tyto jevy odpovídají vizkoelastickému chování materiálu [4]. Při zvýšení teploty (oslunění) nebo při déle trvajícím statickém zatížení na reálné deskové konstrukci z vrstveného skla zatížené kolmo na její rovinu to vede ke snížení ohybové tuhosti celého souvrství a zvýšení hlavních tahových napětí ve skle, která jsou pro mezní stav únosnosti rozhodující. Získané hodnoty dynamických modulů tuhosti G* budou dále promítnuty do časového spektra pomocí kalibrace Maxwellova modelu, což umožní přesné vyjádření smykového modulu tuhosti zkoušených fólií v závislosti na teplotě a délce trvání statického zatížení. Tímto způsobem bude možné zpřesnit stávající postupy pro návrh ohýbaných konstrukcí z vrstveného skla. OZNÁMENÍ Výzkum je podpořen grantem SGS18/169/OHK1/3T/11. LITERATURA [1] LAKES, R. Viscoelastic materials, New York (2009), ISBN X [2] BELIS J. a LOUTER Ch. Glass Structures Engineering Volume 2, 2017, ISSN [3] SCHNEIDER J., LANGER S. a SCHUSTER M. Viscoelastic Properties of Laminated Glass Interlayers - Theory and Experiments, Glass Performance Days 2015 (Tampere: Tammerprint Oy), pp [4] FERRY, J. Viscoelastic properties of polymers. 3d ed. New York: Wiley, c1980. ISBN

35 VLIV TYPU A VELIKOSTI SVARU NA ÚNOSNOST STYČNÍKŮ HRANATÝCH UZAVŘENÝCH PRŮŘEZŮ WELD TYPE AND SIZE EFFECT ON STRENGTH OF RECTANGULAR AND SQUARE HOLLOW SECTION JOINTS Petr Jehlička Abstract Behaviour of rectangular and square hollow section joints may be affected by factors that are not taken into account in the current design approach of Eurocode 3 or ISO standards, such as the effect of weld type and size. The bearing capacity, in chord face failure mode, depends on the brace to chord width ratio at the joint β. The aim of this paper is to show initial experimental results of T-joints in compression and in plane bending. These experiments, together with numerical models, should help to find out the weld size and type effect when the chord face failure mode of the joint occurs. For welded steel trusses, the choice of a suitable weld type and its size can lead to considerable economical savings. Key words: hollow section joints, welded joints, rectangular hollow section, square hollow section, weld type and size ÚVOD Styčníky jsou důležitou součástí ocelových konstrukcí. U příhradových nebo Vierendeelových nosníků jsou jednotlivé pruty často z kruhových nebo hranatých uzavřených průřezů. Důvodem k jejich použití mohou být jejich výhodné mechanické vlastnosti nebo i jejich estetická kvalita. Svařované styčníky těchto konstrukcí se posuzují podle analytických návrhových vztahů, uvedených v [1] nebo [2] Jejich únosnost, však může být ovlivněna faktory, které v tomto návrhovém přístupu nejsou zahrnuty, jako je vliv typu a velikosti svaru, kterým jsou spojeny. Návrhová únosnost, stanovená podle současných návrhových vztahů, odpovídá velikosti deformace 3 % šířky pásu, podrobněji ve [3]. Tato analyticky určená únosnost závisí, v případě porušení povrchu pásu, také na poměru šířek spojovaných prutů (β). V místě styčníku má na tento poměr výrazný vliv to, jak velkým svarem a jakým typem jsou pruty spojeny. Je zřejmé, že šířka prutu připojeného koutovým svarem je v místě přípoje větší, než šířka prutu připojeného tupým zabroušeným svarem. Svar také nesmí být slabým místem styčníku a musí být tedy navržený tak, aby jeho únosnost byla stejná nebo vyšší než únosnost připojovaného prutu. Zjištěním minimální možné velikosti svaru, se zabývala studie komise CIDECT [4]. V tomto příspěvku jsou prezentovány výsledky experimentů, které zkoumají chování styčníků spojených svary různých typů a velikostí. POPIS EXPERIMENTŮ Experimenty byly provedeny na vzorcích svařovaných styčníků uzavřených hranatých průřezů tvaru T. Průběžný prut měl průřez tvořený za studena tvarovanou hranatou trubkou HTR 200/200/8 nebo HTR 100/100/8, připojované pruty pak za studena tvarovanou hranatou trubkou HTR 150/150/5 nebo HTR 60/60/6. Materiál vzorků byla ocel třídy S355. Jednotlivé vzorky se liší typem svaru, kterým jsou spojeny. Ze studie [4] vyplývá, že pro styčník tvaru T připojený pod úhlem 90 z oceli třídy S355, je pro zajištění plné únosnosti styčníku nutné, aby v případě koutového svaru byla jeho velikost 1,11t 1, kde t 1 je tloušťka stěny připojovaného prvku. Použité typy svaru: A 1/2 V tupý svar, B - koutový svar, C - kombinace svarů předchozích, tj. 1/2 V svar s překrytím, jsou zobrazeny na obr

36 Obr. 1: Typy použitých svarů Fig. 1: Used types of welds Vzorky typu A, B, C byly zatěžovány centrickou tlakovou silou anebo momentem v rovině styčníku. Vliv velikosti svaru na únosnost je do analytických vztahů uvedených v [1] zaveden pomocí β = b 1 /b 0, kde b 1 je šířka připojovaného prutu a b 0 šířka pásu. V tomto případě je šířka připojovaného prutu započítána včetně svaru, značeno jako b 1,weld. Rozdíly ve velikosti poměru šířek β a analytické únosnosti vzorků přivařených různým typem svaru jsou znázorněny v tabulce 1. Pro určení únosnosti je uvažováno s mezí kluzu f y = 355 MPa a dílčím součinitelem spolehlivosti γ M5 = 1,0. Tab. 1: Charakteristiky vzorků Table 1: Specimen characteristics Označení Průřez pásu Průřez připojovaného prutu Svar Materiál b 1,weld [mm] Vliv svaru β = b 1,weld /b 0 Únosnost dle EN N Rd [kn] M Rd [knm] TC.1.A HTR 200x200x8 HTR 150x150x5 1/2 V S , ,08 TC.1.B HTR 200x200x8 HTR 150x150x5 a = 6 mm S , ,34 TC.1.C HTR 200x200x8 HTR 150x150x5 1/2 V + a = 3 mm S , ,26 TB.1.A HTR 200x200x8 HTR 150x150x5 1/2 V S ,750 26,13 TB.1.B HTR 200x200x8 HTR 150x150x5 a = 6 mm S ,835 36,04 TB.1.C HTR 200x200x8 HTR 150x150x5 1/2 V + a = 3 mm S ,792 30,12 TC.2.A HTR 100x100x8 HTR 60x60x6 1/2 V S , ,85 TC.2.B HTR 100x100x8 HTR 60x60x6 a = 7 mm S , ,70 TC.2.C HTR 100x100x8 HTR 60x60x6 1/2 V + a = 4 mm S , ,64 TB.2.A HTR 100x100x8 HTR 60x60x6 1/2 V S ,600 7,492 TB.2.B HTR 100x100x8 HTR 60x60x6 a = 7 mm S ,798 12,305 TB.2.C HTR 100x100x8 HTR 60x60x6 1/2 V + a = 4 mm S ,713 9,435 Způsob uložení jednotlivých vzorků v zatěžovacím hydraulickém lisu během zkoušky je zřejmý z obr. 2. Vzorky namáhané osovou silou (značeny TC) byly podloženy po celé délce pásu a zajištěny ve své poloze pomocí svorek. Síla byla aplikována na horní povrch připojovaného prutu, který byl uzavřen víčkem. Vzorky namáhané ohybem v rovině styčníku (značeny TB) byly ve dvou místech připojeny šrouby ke svislému sloupu, nižší hrana pásu byla v celé své ploše podložena. Síla byla aplikována na plech, který zároveň tvořil víčko připojovaného prutu. Zatěžování bylo u všech vzorků řízeno deformací. Rychlost byla pro jednotlivé vzorky různá, pohybovala se mezi 0,5 mm/min a 4 mm/min. Napětí ve vybraných bodech, bylo měřeno pomocí odporových tenzometrů. Na každý vzorek byly připojeny čtyři tenzometry. Tři z nich byly umístěny na horním povrchu pásu, ke kterému byl připojen zatěžovaný prut a jeden byl umístěn na stěně pásu. Přesná poloha tenzometrů byla volena tak, aby naměřené hodnoty co nejvíce vypovídaly o chování styčníku při zatížení. U některých pozic bylo využito symetrického chování styčníku. Pro měření deformací bylo plánováno využít u každého vzorku dvou měřidel lineárního posunu (LVDT), předpoklad byl téměř splněn, pouze u ohýbaných vzorků TB.2. bylo nakonec kvůli rozměrům vzorku použito pouze jedno měřidlo. 36

37 Obr. 2: Způsob uložení vzorků během zkoušky Fig. 2: Specimen position during test VÝSLEDKY EXPERIMENTŮ Styčníky namáhané centrickým tlakem byly zkoušeny v elektrohydraulickém zatěžovacím stroji. Vzorek byl nejprve zatěžován až do dosažení meze použitelnosti styčníku, která byla definována deformací odpovídající 1 % šířky pásu. Poté byl vzorek odtížen stejnou rychlostí. Následně byl vzorek opět zatěžován stejnou rychlostí až do dosažení únosnosti styčníku, která byla definována deformací odpovídající 3 % šířky pásu. Po dosažení únosnosti byla rychlost zatěžování zvýšena a se zatěžováním se pokračovalo, aby vynikl zdeformovaný tvar styčníku. K porušení všech vzorků došlo podle očekávání na horním povrchu pásu. Zjištěná experimentální únosnost byla ve všech případech vyšší než analyticky určená únosnost v tabulce 1. Křivka závislosti síly na deformaci pro všechny centricky tlačené styčníky je zobrazena na obrázku 3. Obr. 3: Graf závislosti síly na deformaci Fig. 3: Force-displacement diagram Vzorky namáhané ohybem byly nejprve zatěžovány do dosažení meze použitelnosti styčníku, která byla definována deformací odpovídající 1 % šířky pásu. Poté byly vzorky odtíženy stejnou rychlostí. 37

38 Následně byly vzorky opět zatěžovány stejnou rychlostí až do dosažení únosnosti styčníku, která byla definována deformací odpovídající 3 % šířky pásu. Po dosažení únosnosti byla rychlost zatěžování zvýšena a se zatěžováním se pokračovalo, aby vynikl zdeformovaný tvar styčníku. Zjištěná experimentální únosnost byla ve všech případech vyšší než analyticky určená únosnost v tabulce 1. Křivka závislosti momentu na pootočení pro všechny styčníky namáhané momentem v rovině styčníku je zobrazena na obrázku 4. Obr. 4: Graf závislosti momentu na pootočení Fig. 4: Moment-rotation diagram ZÁVĚR Příspěvek prezentuje výsledky experimentů, které byly provedeny na styčnících uzavřených hranatých průřezů tvaru T spojených svary různé velikosti a typu. Na základě těchto experimentálních dat bude validován pokročilý numerický model. Následně bude s pomocí zjednodušeného návrhového numerického modelu vytvořena parametrická studie, která přispěje k prohloubení teoretických poznatků o chování styčníků hranatých uzavřených průřezů, především s ohledem na typ a velikost svaru, kterým jsou spojeny. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky jsou prezentovány v tomto článku, je podpořen grantem SGS18/117/OHK1/2T/11. LITERATURA [1] ČSN EN , Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí - Část 1-8: Navrhování styčníků. ČNI, Praha, 2006 [2] ISO 14346:2013 (E), Static Design Procedure for Welded Hollow Section Joints Recommendations, International Organization for Standardization (ISO), Geneva, 2013 [3] LU, L. H., WINKEL, G. D., YU, Y. a WARENIER, J.: Deformation limit for ultimate strength of hollow section joints, Proceedings 6th International Symposium on Tubular Structures, Melbourne, Australia, Tubular Structures VI, Balkema, Rotterdam, pp , 1994 [4] HERION, S. a FLEISCHER, O.: Reduction of Weld Sizes, CIDECT Report 5BY-5/11,

39 EXPERIMENTAL AND NUMERICAL RESEARCHES OF OFFSET T-JOINTS MECHANICAL RESISTANCE AND DEFORMATIONS EXPERIMENTÁLNÍ PROGRAM A HLAVNÍ VÝSLEDKY STYČNÍKŮ S EXCENTRICITOU Z ROVINY VAZNÍKU Svitlana Kalmykova Abstract Příspěvek seznamuje s experimentálním a numerickým výzkumem chování svařovaných styčníků uzavřených průřezů méně obvyklých uspořádání. Jsou řešeny styčníky uzavřených obdélníkových průřezů, ve kterých je diagonála připojena excentricky z roviny vazníku a na konci pásu. Jsou prezentovány výsledky experimentů a práce na numerické simulaci problematiky vědeckým modelem s 3D prvky. Práce umožní přípravu nových analytických modelů pro evropské a světové normy a návrhových modelů metodou konečných prvků, které se pro předpověď chování v praxi stále více využívají. Key words: hollow steel sections (HSS), rectangular hollow section (RHS), offset T-joints, stress-strain behaviour, numerical modelling. INTRODUCTION Application of the eccentrically welded joints is usual practice in construction of lattice bearing structures where necessary to provide a common enveloping surface both for the structural members and facade or finishing surfaces. In these cases, designers are forced to shift brace members which has, as a rule, smaller sizes from centerlines of chord members. Other type of the eccentricity in connection belongs to the end panels of bridge or roof trusses where end brace member often oriented vertically, is attached directly to the tip end of the chord. In that regard, the types of joints that are examined herein are divided on two main groups depicted schematically in Table 1. The specific connection geometry can be described by connection dimensions (chord width, b 0, branch width, b 1, etc.), but the geometry is typically presented using non-dimensional parameters (β, μ 0, μ 1, γ) that can be easily compared regardless of connection scale. Being a PhD study, the work performed aims to verify and/or enhance current design guidelines, such as [1], for RHS eccentrically welded T-joints of lattice steel structures. The research program includes an experimental component, the creation and validation of numerical FE models, a parametric study to broaden the experimental database and the development and modification of design recommendations based on the results of the numerical database. EXPERIMENTS Nine RHS-composed offset T-joint specimens were designed to study of its general mechanical resistance, deformation capacity and stiffness. During the tests, the vertical displacement and local strains were measured, failure modes of specimens were observed, and finally ultimate axial compressive and rotational capacities were derived. The specimens composed by 150 x 100 x 4 mm RHS member as a chord and 50 x 30 x 4 mm RHS member as a brace were tested in the conditions of the acting along the brace centreline axial force and in-plane bending moment. The specimens were divided into two test groups, as it is shown on Table 1, each with the objective of describing the type of brace member offset from central line on connection capacity. The labelling of specimens, details of steel grades and specimen s type are summarized in Table 2. 39

40 Table 1: Examined connection groups Group 1. Offset from the chord centerline Group 2. Offset from the chord centerline Geometrical parameters: β = b 1 b 0 - width-to-width ratio; μ 0 = b 0 t 0 - chord width-to-thickness ratio; γ = b 0 2t 0 - chord width-to-double-thickness ratio; μ 1 = b 1 t 1 - brace width-to-thickness ratio Table 2: Details of T-joints specimens Code of Quantity Type of Specimen Steel grade Type of applied load specimen Brace Chord 1.01.T.Ec.Co Offset from the centreline S355 S235 Axial force 1.02.T.Ec.Co Offset from the centreline S355 S355 Axial force 1.03.T.Ec.Be Offset from the centreline S355 S235 In-plane moment 1.04.T.Ec.Be Offset from the centreline S355 S355 In-plane moment 2.01.E.Sy.Co Offset toward the end S355 S235 Axial force 2.02.T.Sy.Co Without offset S355 S235 Axial force 2.03.E.Sy.Be Offset toward the end S355 S235 In-plane moment (in) 2.04.T.Sy.Be Without offset S355 S235 In-plane moment 2.05.E.Sy.Be Offset toward the end S355 S235 In-plane moment (out) The specimens are labelled according to their group, joint configuration, steel grades and type of the applied external load. For example, the label of 1.01.T.Ec.Co.235 defines the following type of the T- joint: 1. is a number of a joint, 01. is an index number of a specimen, T.Ec is a type of a joint, viz, T-eccentric (or E.Sy - Edge-symmetric), Co is a type of the load, viz, Compression (or Be - Bending), 235 is a steel grade, viz, S235 JRH (or S355 J2H). The welds connecting brace and chord members were designed according to the EN :1998 and were laid using shielded metal arc welding. The weld sizes in the test specimens are all greater than the larger value of 1.5 t and 4 mm. The 4.0 mm electrodes of type E4303 with nominal 0.2% proof stress, tensile strength, and elongation of 378 MPa, 421 MPa, and 32 %, respectively, were used for welding low carbon steel (S235 and S355) specimens. Such strict requirements to welding and to the thickness of the brace member were dictated by guarantee that failure of specimens occurred in the chord members rather than in the welds and brace. All specimens were built on the special setup composed of supporting frame and bearing platform. During the experimental tests of specimens to be compressed, the bottom surface of RHS steel chord was in close contact with the bearing platform and an axial compressive load was applied at the tip of the brace. T-joint specimens designed for bending loading were fixed to a column of the supporting frame and a lateral force which provides bending state was applied. The 1000 kn capacity hydraulic jack was used to apply the axial compression and lateral force to the brace members of test specimens and monitored by the load cell positioned concentrically between the hydraulic jack and the frame. Measurement of displacement was provided by two displacement gauges TS01 and TS02 arranged on the independent supports (for measuring of main displacements of the chord face at the punching area). Eight strain gauges were additionally introduced for the evaluation of local displacements. A data 40

41 acquisition system was used to record the load and strain. Tests were conducted with variable rate of loading. Loading program for all specimens consisted of four parts. On the initial stages of the tests from unloaded state to the level of ( )*P ult the rate of loading was characterized by higher values of 0.25 mm/min. With increase of specimens deformations, the rate of loading came down up to 0.1 mm/min with step of reduction of 0.5mm/min. During the vertical and lateral loading process, joints were destroyed after elastic and large plastic deformations. With the increase of load, the RHS brace member remained almost undeformed due to the relatively high stiffness comparing with the RHS chord member. Chord flange and webs yielded gradually depending on loading scheme and specimens type. Failure modes are characterized by initial yielding of the flange in joining area with subsequent gradual involvement of adjusted zones of the chord webs. Plastification of the chord webs began after the flange yielding for both types of specimens T.Sy.Co T.Sy.Be.235 Figure 1: Modes of failure of joints without offset NUMERICAL RESEARCHES The general purpose FE program ABAQUS [4] was used for the nonlinear numerical analysis. Material and geometric nonlinearities have been taken into account in the FE models. For accurate results with reasonable computational cost, the element type and mesh size of the RHS tube were carefully determined by the convergence studies for the simulation of T-joints. The modelling of materials, the interfaces between chord and supports, as well as RHS brace and loading plates, the loading and boundary conditions were all considered in the FE analysis. The FE models were developed based on the centre line of the experimentally measured cross-section dimensions. Three-dimensional eight-node solid element with additional variables relating to the incompatible modes (C3D8I) was used to model the components. The welding seams were considered in the FE models due to its significant effect on the behaviour of T-joints. The loading plates were modelled by using an analytical rigid plate with a reference point for numerical analysis convenience. Figure 2 shows the typical FE mesh of T-joint. The bilinear material model in the ABAQUS library was used in the FE analysis. The initial part of the bilinear curve represents the elastic property up to the tensile yield stress f y with measured elastic modulus E and Poisson s ratio ν. The post-yield response of the bilinear material model was developed based on the measured ultimate tensile stress (f u ) and elongation after fracture (ε f ) obtained from the standardized coupon tests for S235, while the Von-Mises yield criterion and kinematic hardening model were applied. A comparison between the test and FEA results was carried out to validate the FEM models. In frames of this contribution only validation for joints subjected to compression are discussed as being more suitable for development of considered benchmark cases and appropriate FEM models. The joint strengths and failure modes of chosen specimens type were investigated at 3% b o deformation level according to [2] and [3]. The comparison of the joint strengths obtained from the finite element analysis F FEA and tests F exp is shown in Table 3. The typical failure modes of T-joints predicted by FEA agreed to experimental investigation, as shown in Figure 2. The finite element analysis results agreed with the 41

42 test results. The level of the failure mode of analytical models is shown by horizontal line. Specimen 2.02.E.Sy.Co.235 Specimen 1.01.T.Ec.Co.235 FEA failure Mode FEA failure Mode Figure 2: Comparison of results for research FEM, experiments and FEA failure modes Table 3: Validation of finite element models for T-joints Code of specimen F FEA F exp Diffrence (%) 1.01.T.Ec.Co T.Sy.Co CONCUSIONS Adopted schemes of equipment for the laboratory specimens provide a basis for the numerical FEM model verification. Experimental patterns of fracture and force-displacement curves for the specimens correspond to the FEM outcomes in a good manner. Good agreement between finite element analysis results and the test was achieved with the maximum difference of 10.3 %. The research FEA models of the RHS T-joints with offset from central line were validated on experiments. The design analytical and CBFEM models will be prepared to predict the joints capacity. LITERATURE [1] International Institute of Welding (2013). Static design procedure for welded hollow-section joints Recommendations, 4th Edition. IIW Doc. XV ISO/FDIS [2] ZHAO, X-L. (2000). Deformation limit and ultimate strength of welded T-joints in cold-formed RHS sections. Journal of Constructional Steel Research 53 (2000) [3] MATOS, R.M.M.P., COSTA-NEVES, L. F., LIMA, L.R.O., VELLASCO, P.C.G.S., SILVA, J.G.S., Resistance and elastic stiffness of RHS T joints, Part I - axial brace loading, Latin American Journal of Solids and Structures 12, pp , [4] ABAQUS/Standard Version 6.10 User s Manual: Volumes I-III. Pawtucket, Rhodle Island: Hibbittt, Karlsson & Sorensen Inc.,

43 VLIV SVAŘOVÁNÍ NA VELIKOST PŘEDPÍNACÍCH SIL SVAŘOVANÝCH TÁHEL INFLUENCE OF WELDING ON PRESTRESSED BAR SYSTEM Petr Kubiš Abstract This paper descibes numerical model and concept of experimental study of prestressed welded bar. Main object of investigation are nominal stresses on steel bar influenced by welding process and post welding state. Key words: welding stresses, prestressed bar, steel bridges, ÚVOD Svařování je pro ocelové mosty významný výrobní proces. Při navrhování svarových detailů však musí být uváženy také dopady svařování na celou konstrukci. Jedním z problémů typických pro svarové spoje jsou přídavná napětí a deformace od teplotních procesů. Příkladem může být svařování předpjatých závěsů obloukových mostů, kde dochází ke vzniku přídavných sil, které není možné stanovit běžnými metodami. V tomto článku je představen numerický model a plánovaný experiment, jejichž cílem bude stanovení napětí příčných na směr svařování, respektive rovnoměrných podélných sil od svařování na ocelovém předpjatém tyčovém prvku, kterým je právě svařovaný závěs fixovaný v okolní konstrukci. Existuje řada publikací, které se zabývají příčnými účinky svařování na různých ocelových plechách, ale doposud nejsou dostupné žádné informace, které by umožnily stanovení přídavných sil od svařování na takto upevněném předpjatém prvku. Obr. představuje příklad možného předpínacího systému se závitovými tyčemi, který umožňuje volné části táhel jednoduše předepnout a následně provést oboustranný 1/2V svar a tím táhla spojit. Boční předpínací přípravky jsou po svaření táhel odříznuty. Obr. 1. Předpínací přípravek táhla a místo s úkosem pro svar Fig. 1.: Prestress threaded rod assembly NUMERICKÝ MODEL Numerický model, který bude na následujících řádcích stručně popsán, byl sestaven kvůli získání prvotních hodnot rozložení teploty a napětí po délce táhla vyvolaných procesem svařování. Na základě těchto výpočtů byl navržen experiment, který je prezentován v následujícím odstavci. Pro tvorbu a výpočet numerického modelu byl zvolen konečně prvkový specializovaný software MSC Simufact.Welding, (Marc 2017, 2017) který využívá verifikované numerické operace pro řešení simulace svářecích postupů. 43

44 Geometrie 3D modelu je patrná z obr. 2 Sestava se skládá ze dvou čtvercových ocelových táhel o průřezu 40x40 mm. Volné konce táhel jsou obrobeny dle standardních požadavků určených pro oboustranný půl V svar. Pro snížení nároků na výpočetní čas byl modelován jen krátký reprezentativní výsek táhel. Dále byly u modelu zjednodušeně doplněny boční předpínací přípravky se závitovými tyčemi, které budou u experimentu sloužit pro vnesení předpínací síly do zakotvených částí táhla. Jak bylo naznačeno, numerická úloha využívá metodu konečných prvků, kdy je paralelně řešena teplotní úloha a mechanická úloha v jednotlivých časových krocích. Nyní budou krátce představeny významné vlastnosti numerického modelu, které jsou zapracovány v řešení. Teplotní zatížení představující průchod svářecí elektrody je aplikováno prostřednictvím modelu teplotního zdroje svařování. Jelikož jsou zkoumány účinky obloukového svařování, byl konkrétně použit Goldakův dvou eliptický objemový zdroj, (Goldak & Akhlaghi, 2005) který je běžně doporučován pro úlohy tohoto typu, viz příklady v publikaci (Lindgren, 2007). Hlavními proměnnými při definici tepelného zdroje jsou jeho geometrické rozměry, rychlosti svařování a tepelný tok zdroje. Pro tento předběžný model byly zmíněné parametry zadány na základě poznatků z odborné literatury a doporučení uvedených v manuálu softwaru (Marc 2017, 2017). U zkoumaného masivního tupého svaru bylo samozřejmě nutností také postihnout přibývající svarový materiál generovaný v jednotlivých svarových průchodech. Se samotným svařováním souvisí také harmonogram svařování, který byl sestaven na základě specifikace postupu svařování (WPS), který odpovídá svařovanému detailu, tloušťce a typu základního materiálu. Další nezbytností byla implementace teplotně závislých materiálových charakteristik pro ocel. Použitý výpočetní software je již velice dobře připraven k vkládání teplotně nelineárních materiálových průběhů všech důležitých charakteristik, jako jsou měrná tepelná kapacitu c [J/(kg. K)], tepelná vodivost λ [J/(m.s.K)] (pro teplotní úlohu) a součinitel teplotní roztažnosti α [K -1 ], Youngův modul pružnosti E [GPa] (pro mechanickou úlohu). Důležitou vlastností všech těchto materiálových křivek určených k simulaci svařování je, že musejí být definovány v širokém rozmezí cca C. Vzhledem k takto komplexní úloze je na modelu provedena celá řada operací. V 1. kroku je nutné táhlo předepnout na sílu +74 kn. Tato síla je předepsána v horní podpoře, jak je to patrné z obr. 2 Po předepnutí táhla jsou na takto zdeformované konstrukci doplněny jednotlivé svary, které zůstávají numericky neaktivní. Dosavadní úkony byly provedeny pouze s výpočtem v mechanickém řešiči. Ve 2. kroku začíná samotné svařování a nyní se již jedná o teplotně mechanickou sdruženou úlohu. Proces začíná předehřátím předepsané oblasti svarového detailu na teplotu 150 C a poté již pokračuje samotné svařování deseti svarovými průchody předem definovanými dle harmonogramu svařování. 3. krok - samovolné chladnutí nastává po dokončení svařování. Výpočet je ukončen, když přírůstky sil konvergují ke konečné hodnotě. Obr. 2. vlevo: výpočetní síť svařovaného místa; vpravo: geometrie modelu Fig. 2.: left: mesh of location of weld; right: model geometry 44

45 Normálová síla [kn] VÝSLEDKY NUMERICKÉHO MODELU Popisovaný model obsahuje celou řadu parametrů, které byly pro stanovení prvotních výsledků nastaveny dle doporučení odborné literatury. Při prozkoumání výsledného grafu na obr. 3 je však patrné, že by numerický model mohl vhodně popisovat reálnou úlohu svařování. Tento záznam popisuje vývoj normálové síly v průběhu svařování. Začíná v čase 0 na hodnotě předpínací síly +74kN. Následuje pokles síly způsobený lokálním předehřátím na teplotu 150 C. Při samotném svařování je pak dobře patrný ohřev při každém svarovém průchodu, kdy se táhlo ohřívá a následně chladne při pauze dlouhé 60 s. Největší přírůstek síly způsobuje samovolné chladnutí nerovnoměrně ohřátého táhla. Celkový přírůstek síly pro tuhost uložení K=50,4 MN/m je 8,2kN. 82,5 81,5 80,5 79,5 78,5 77,5 76,5 75,5 74,5 73,5 72,5 82,2kN 74kN 0 2,5 5 7, , , , ,5 30 čas [min] Obr. 3. Vývoj normálové síly v táhle při svařování a chladnutí Fig. 3: Progress of normal stress in steel bar during welding and cooling EXPERIMENT Plánovaný experiment bude sloužit k validaci numerického modelu. Důležitou úlohou experimentu je kalibrace tepelného zdroje. Při sérii tří experimentů budou měřeny hlavní parametry sváření. Sledována a kontrolována bude rychlost sváření, elektrický proud a napětí svářecí techniky. Z naměřených teplot v blízkém okolí svařovaného místa bude možné porovnat správné zkalibrováni teplotního modelu. Svářecím parametrům se přikládá významný vliv na výsledné přídavné síly v táhle. Dalším významným parametrem, který bude přesně stanoven, je tuhost uložení zkoušených táhel. Tento parametr má zásadní vliv na síly vznikající při svařování a také při následném chladnutí táhla. Pro každý ze tří experimentů bude připravená rozdílná tuhost podpěr, a to způsobem naznačeným na obr. 4 Zde jsou schématicky naznačeny zkušební rámové konstrukce - obr. 4 a) Základní sestava s masivními nosníky a vysokou tuhostí uložení táhla K=160,246 MN/m obr. 4 b) Upravená sestava s poddajným nosníkem tvořeným dvojicí UPE profilů simulující nízkou tuhost uložení táhla K=5,216 MN/m. Poslední rámová konstrukce obr. 4 c) má představovat středně tuhé uložení táhla s K=56,393 MN/m. Tyto tuhosti uložení byly stanoveny s využitím jednoduchého ideálního modelu zkušebního rámu, a proto bude před každým experimentem provedena doplňující zatěžovací zkouška, která ověří skutečné hodnoty tuhostí. Tyto varianty uložení jsou jedním z hlavních parametrů ovlivňující výsledná napětí v táhle a mají simulovat různé tuhosti upevnění táhla v konstrukci. V průběhu samotného svařování pak dále budou kontinuálně měřeny teploty ve 3-4 místech po délce táhla. Tenzometricky bude zaznamenáván také průběh rovnoměrného napětí od účinků svařování. Pro 45

46 případ vzniku ohybových momentů od nerovnoměrném svařování budou tenzometry osazeny na obou površích svařovaného táhla. a) b) c) Obr. 4. Zkušební rámy představující různě tuhé upevnění; a) Základní sestava K=160,246 MN/m; b) Upravená sestava K=5,216 MN/m; c) Upravená sestava se stojkami K=56,393 MN/m Fig. 4.: Designed tested assembly simulate different boundary toughness; a) Basic assembly K=160,246 MN/m; b) Transformed assembly K= K=5,216 MN/m MN/m; c) Transformed assembly with struts K=56,393 MN/m ZÁVĚR V článku byl představen komplexní numerický model zohledňující předepsaný postup předepnutí, svařování a chladnutí ocelového táhla s rozměry 40x40 mm. Model poskytuje první výsledky normálových sil s vlivem svařování a je připraven k přesnějšímu kalibrování dle připravovaných experimentů. Tyto dílčí výsledky budou použity pro sestavení rozsáhlé parametrické analýzy, která bude podávat výstižnější popis vlivu výše zmíněných parametrů svařování a tuhosti upnutí táhla na normálové síly v předpjatém táhle. OZNÁMENÍ Výzkum, jehož výsledky se prezentují v tomto příspěvku, byl podpořen grantem SGS17/052/OHK1/1T/11 Děkuji také panu Pavlu Hurníkovi za výpomoc a konzultace při sestavování výpočetního numerického modelu, jehož výsledky jsou uvedeny v článku. LITERATURA [1] RADAJ, D. Welding residual stresses and distortion: Calculation and measurement. Düsseldorf: Verlag für Schweissen und verwandte Verfahren DVS-Verlag, [2] LINDGREN, L. E. Computational welding mechanics. 1. publ. Cambridge: Woodhead, ISBN [3] GOLDAK, J. A. a M. AKHLAGHI. Computational welding mechanics. New York: Springer, ISBN [4] Marc 2017: Theory and User Information. Volume A: MSC Software Corporation.,

47 ZATÍŽENÍ OCELOVÝCH ŽELEZNIČNÍCH MOSTŮ VĚTREM VÝSLEDKY MĚŘENÍ VE VĚTRNÉM TUNELU THE WIND LOAD ON STEEL RAILWAY BRIDGES WIND TUNNEL TEST RESULTS Jan Žitný Abstract This paper is focused on results of wind tunnel testing of eight characteristic steel railway bridge models. Aeroelastic characteristics were measured in order to refine and update the simplified methods given in Eurocode Particular attention was paid to combined actions of wind load and railway traffic which is usually the most critical scenario for the lightweight steel railway bridges. The paper shows comparison of the wind tunnel measurements and Eurocode methods and picks the most approaching method to develop series of correction wind load factors. These factors are meant to be used for load capacity assessment of old railway bridges which were designed according to historical design codes. Key words: Steel bridges, wind load, bearing capacity, stability, reliability ÚVOD V současné době byly provedeny přepočty zatížitelnosti a přechodnosti několika významných historických ocelových železničních mostů, např. Červená, Prostřední Žleb, Hracholusky. U všech těchto zmíněných mostů a u mnoha dalších historických konstrukcí byla hodnota zatížitelnosti i přechodnosti výrazně snížena návrhovou hodnotou zatížení větrem a hodnotou brzdných a rozjezdových sil, i když reálné problémy nebyly za více než 100 let zaznamenány. Nejproblematičtější návrhovou situací je kombinace zatížení větrem a dopravou, a to především v mezním stavu překlopení. V rámci snahy zachovat tyto mosty, ať již ze strany investora (SŽDC) nebo v rámci udržení těchto mostů jako památek národního kulturního dědictví, byla provedena měření a vypracována metodika pro přesnější stanovení zatížení větrem na konstrukce a jejich kombinace s účinky zatížení dopravou. EXPERIMENTY VE VĚTRNÉM TUNELU V roce 2016 a 2017 byla provedena měření ve větrném tunelu na modelech osmi reprezentativních typů ocelových železničních mostů, viz tab. 1 a obr. 1. Byly přednostně vybrány konstrukce, kde dochází k problémům se stabilitou celé konstrukce nebo s únosností některých konstrukčních prvků. Modely byly vyrobeny tak, aby je bylo možné vhodně osadit do stojanu aerodynamických vah. Modely byly vyrobeny za pomoci 3D tiskárny nebo z plastových desek. Měření byla provedena jak pro samostatnou mostní konstrukci, tak pro konstrukci s přítomností dopravy. Za tímto účelem byly také vyrobeny modely čtyř reprezentativních kolejových vozidel. Pro simulaci dopravy na lokálních tratích byla vybrána motorová souprava Regionova řady , pro reprezentaci příměstské dopravy byla vybrána souprava City Elefant, což je zároveň nejvyšší kolejová souprava pohybující se na dopravní síti ČR. Jako zástupci nákladní dopravy byly vybrány vagón KILS 12, což je nejvyšší a nejlehčí nákladní vagón používaný dopravci na síti ČR, a vůz SGS s kontejnerem High Cube pro svůj nepříznivý aerodynamický tvar. Z důvodu tvarové podobnosti lze model vozu KILS 12 použít pro velkou část vozů osobní dopravy, které nepatří do řádné standardizované soupravy a většinou jsou součástí souprav Rx a Ex. 47

48 Tab. 2: Tabulka reprezentativních typů mostů Table 2: Table of representative types of bridges Most č. Popis mostu Měřítko Název mostu 1 Příhradový most s dolní prvkovou mostovkou 1:25 Děčín, Prostřední Žleb, hlavní pole 2 Příhradový most s mezilehlou prvkovou mostovkou 1:25 Červená nad Vltavou 3 Příhradový most se zapuštěnou prvkovou Most Hracholusky (poskytl TOPCon 1:30 mostovkou s.r.o.) 4 Příhradový most s horní mostovkou a kolejovým ložem, moderního typu 1:60 Znojemský viadukt 5 Plnostěnný most trámový s dolní prvkovou mostovkou 1:25 Babín Nymburk seřaďovací nádraží 6 Plnostěnný most trámový s mezilehlou prvkovou mostovkou 1:25 Děčín Prostřední Žleb, krajní pole 7 Plnostěnný most trámový bez mostovky, Most Brniště na trati Česká Lípa 1:25 uložení mostnic horní přímo na hlavní nosníky Liberec 8 Plnostěnný most trámový s přímým Most Jizera na trati Nymburk Mladá 1:25 upevněním kolejnic na horní mostovku Boleslav Obr. 1: Modely mostů zleva: Brniště, Prostřední Žleb, Babín, Znojemský viadukt, Jizera Fig. 1: Bridge models from left: Brniště, Prostřední Žleb, Babín, Znojemský viadukt, Jizera Experimentální měření byla provedena v klimatickém větrném tunelu, který se nachází v Centru Excelence v Telči, který je součástí Ústavu teoretické a aplikované mechaniky AV ČR, v. v. i. Jedná se o uzavřený cirkulační aerodynamický tunel typ Göttingen. Tunel je rozdělen na dvě pracovní sekce; aerodynamickou, uzpůsobenou k aerodynamickému měření účinku větru na konstrukce a klimatickou, která se využívá k synergickému modelování klimatických faktorů jako je teplota, déšť, mráz i sálavé teplo. Ve větrném tunelu byla provedena následující měření: - Ustálené, laminární proudění - Turbulentní proudění - Vliv vzdálenosti terénu od mostní konstrukce - Vizualizace proudění větru skrz konstrukci a jejího obtékání 48

49 Fw [kn] - Vektory rychlostí pomocí PIV metody - Závětrný příhradový nosník vliv vzdálenosti nosníků Měření byla provedena pro zatížený a nezatížený most s kolejovou dopravou a pro natočení mostu oproti proudění větru od -10 do 10. Modely byly umístěny v aerodynamických vahách. Ty jsou schopny za pomocí tří tenzometrů měřit odporové síly (Drag), vztlakové síly (Lift) a otáčivý moment (Moment). Tyto veličiny bylo posléze možné pomocí měřených hodnot rychlosti proudění větru v tunelu, referenční plochy modelu mostu a klimatických podmínek převést na příslušné součinitel zatížení CD, CL, CM. Referenční plocha pro každý model byla stanovena v souladu s postupy dle ČSN EN , kap. 8. VÝSLEDKY MĚŘENÍ VE VĚTRNÉM TUNELU Výsledky měření ve větrném tunelu byly porovnány pro každý typ mostu s postupy uvedenými v ČSN EN Jednotlivé metody dle normy se liší ve způsobu určení součinitele síly c fx a ve velikosti referenční zatěžovací plochy A ref, na kterou je zatížení větrem aplikováno. Byly uvažovány následující metody dle ČSN EN : M3 c fx zvlášť pro mostovku dle grafu 8.3 a zvlášť pro prostorovou příhradu dle grafu 7.34 M4 c fx zvlášť pro mostovku dle grafu 8.3 a zvlášť pro všechny rovinné příhrady dle grafu 7.33 M5 c fx pro celý most dle grafu 8.3 pro ekvivalentní výšku stanovenou ze součinitele plnosti M6 c fx zvlášť pro mostovku dle grafu 8.3 a zvlášť pro všechny pruty příhrady dle grafu 7.23 Jelikož z větrného tunelu byl stanoven vždy jen jeden součinitel zatížení c fx pro celou konstrukci mostu i s případnou dopravou, nebylo možné porovnávat přímo součinitele zatížení, ale pro srovnání bylo potřeba stanovit jednotný součinitel tlaku a vypočítat celkové zatížení na most ve vodorovném směru. Příklad porovnání zatížení mostu ve vodorovném směru pro most Červená je na obr. 2. Na základě tohoto vyhodnocení byla jako nejpřesnější metoda pro stanovení velikosti zatížení stanovena metoda M4. Tato metoda byla využita pro další analýzu měření z větrného tunelu. Zatížení větrem - příhradový most se zapuštěnou mostovkou 700,0 650,0 600,0 550,0 500,0 450, Natočení [ ] Regionova Kils 12 SGS High Cube City Elephant EN M3 EN M4 EN M5 EN M6 Obr. 2: Porovnání jednotlivých metod dle ČSN EN s daty z větrného tunelu Fig. 2: Comparison of wind load forces from Eurocode and from wind tunnel Dále byla porovnána data naměřená pro laminární a turbulentní proudění ve větrném tunelu. Měření tohoto vlivu byla provedena pro mosty Červená, Brniště a Prostření Žleb hlavní pole, a to bez přítomnosti dopravy nebo s vozem KILS 12. Pro všechny uvažované konfigurace vyšly hodnoty naměřených součinitelů ve vodorovném směru nižší pro turbulentní proudění. Vliv vzdálenosti terénu od mostu byl také měřen při turbulentním proudění. Velikost součinitele zatížení rostla s klesající 49

50 FwITAM/FwEN vzdáleností od překážky, ale nepřekonala hodnostu naměřenou při laminárním proudění ve větrném tunelu. Korekční součinitel charakteristické hodnoty zatížení větrem na most byl stanoven jako poměr sil vypočtený z dat naměřených ve větrném tunelu a z normové metody M4 pro stejný součinitel tlaku. Byly stanoveny korekční součinitele pro vodorovný i svislý směr. Na základě znalosti typu nosné konstrukce, charakteru kolejové dopravy a poměru proudění větru v dané oblasti (úhel odklonu proudění větru od vodorovného směru) je možné z grafu získat korekční součinitel, kterým je možno redukovat charakteristickou hodnotu zatížení větrem na konstrukci. Na obr. 3 je příklad redukčních součinitelů ve vodorovném směru pro most Brniště. Jestliže se most nachází na lokální trati bez přítomnosti nákladní dopravy, lze použít korekční součinitel pro vozy KILS 12 (většina osobních vozů má tvarovou podobnost s vozem KILS 12) nebo Regionova. Bez znalosti režimu proudění větru v dané oblasti lze vždy konzervativně uvažovat maximální hodnotu korekčního součinitele, pro uvedený příklad je jeho hodnota 0,68. 0,850 Korekční součinitel F w,wt /F w,en,m4 0,800 0,750 0,700 0,650 0,600 Regionova Kils 12 SGS High Cube City Elefant 0, Natočení [ ] Obr. 3: Korekční součinitel zatížení větrem ve vodorovném směru Fig. 3: Correction wind load factor in transverse direction ZÁVĚR Ze zkoušek ve větrném tunelu plyne, že skutečné zatížení železničních mostů větrem se od zjednodušených postupů dle Eurokódu významně liší. Při kombinaci zatížení větrem a dopravou lze uvažovat redukci charakteristické hodnoty zatížení větrem v průměru o 20 %. Doporučená metoda dle Eurokódu nejvíce se blížící naměřeným hodnotám je metoda M4, kdy je součinitel zatížení zvlášť stanoven pro mostovku s dopravou a zvlášť pro všechny rovinné příhrady. LITERATURA [1] RYJÁČEK, P. et al. Pokročilé metody posuzování existujících ocelových mostů na účinky zatížení větrem, brzdných a rozjezdových sil. 2017, Průběžná zpráva projektu Pokročilé metody posuzování existujících ocelových mostů na účinky zatížení větrem, brzdných a rozjezdových sil za rok Praha: ČVUT. [2] RYJÁČEK, P., ŽITNÝ, J., POSPÍŠIL, S. a KUZNETSOV, S. Zatížení větrem ocelových mostů. 2018, Sborník Mosty Brno. [3] ŽITNÝ, J. a RYJÁČEK, P. Reserves in load capacity as-sessment of existing bridges. 2017, IOP Conference Series: Materials Science and Engineering 236(1):

51 EXPERIMENTAL AND NUMERICAL STUDY OF BEHAVIOUR OF STEEL AND FIBRE CONCRETE COLUMNS AT ELEVATED TEMPERATURE EXPERIMENTÁLNÍ A NUMERICKÁ STUDIE CHOVÁNÍ OCELO-DRÁTKOBETONOVÝCH SLOUPŮ PŘI ZVÝŠENÉ TEPLOTĚ Illia Tkalenko Souhrn Rozvoj technologie výroby a dopravy betonu s rozptýlenou výztuží umožňuje jeho využití v ocelobetonových konstrukcích. Práce je zaměřena na chování spřaženého ocelobetonového sloupu s rozptýlenou výztuží za požáru. Připravují se modely chování ve dvou úrovních přesnosti/náročnosti, jako jednoduché a pokročilé řešení. Práce využije stávající poznatky o mechanickém a teplotním chování materiálu. Pokročilé studie byly validovány na experimentech se sloupy za běžné a za zvýšené teploty. Key words: composite steel and concrete columns, concrete filled tubes (CFT), circular hollow section (CHS), fibro reinforced concrete (FRC), FEM, elevated temperature, mechanical behaviour INTRODUCTION Presented paper is focused on experimental tests for development of mechanical behaviour model of circular hollow section (CHS) composite steel and fibre-concrete (SFRC) columns in compression at elevated temperature. Tests were prepared in steady-state and transient-state regimes. STATE OF THE ART Since 1954 more than 150 circular hollow section steel to concrete composite (CFT) columns were tested in fire and less than 5% had FRC infill [1] and [2]. Developed models for CFT columns at elevated temperature [1] required improvements according to FRC behaviour in composite structure [3]. Eurocode 4 does not specify design solutions for composite steel and FRC columns in fire [2]. 1 mostly steel tube carries the load, 2- mostly concrete core carries the load, 3- fail of the column - plain concrete - steel-fibre-reinforced concrete - bar-reinforced concrete Fig. 1: Axial deformation of CHS composite columns at elevated temperature [3] On the Fig. 1, Kodur [3] showed typical behaviour of the CHS steel to concrete composite columns in fire (ISO curve). Columns goes throw three main stages: 1 st - expansion of the steel and mostly carries 51

52 of the load by it, 2 nd steel tube yields locally in compression and concrete core returns to carries of the load and, finally, 3 fail of the hole column. FRC composite columns has longer and shallower 1 st stage with plateau in the beginning of the 2 nd [1] and [3]. EXPERIMENTAL STUDY In transient-state regime was tested two columns in compression with fixed force and eccentricity and heating in the vertical column furnace. Based on current knowledge, material and thermal model was created raw numerical model for experimental tests and specimens design. For specimens was used steel tube and SFRC (steel fibre with diameter 0,75 mm and length 55 mm) as infilling. In order to reach exactly material properties of specimens for numerical analysis samples of steel were prepared from the specimens for tensile test and were concreted cubes for compressive strength test. Fig. 2. Principal scheme of the test Experimental investigation of global mechanical behaviour of CFST columns with SFRC was initiated from transient-state regime tests under centric load to validate material, thermal and mechanical models together. Columns were made from steel tubes from steel S355. Tube diameter is 323,9 mm, wall thickness is 5 mm, length is 3950 mm. Steel tube had vent holes, diameter 15 mm, on both ends. CHS was filled with steel and polymer fibro reinforced concrete with compression strength 61 MPa at 20 C. 52

53 The columns were left upright for 28 days then stored horizontally in open air temperature. Six months elapsed between the time a column was poured and the time it was tested. Transient-state testing columns were installed into furnace and equipped with thermocouples (Fig. 3,4). Specimens were installed with hinges supports. Temperature inside concrete core and steel tube was measured by thermocouples, load was applied 30 min before starting of fire test. Fire load was applied according to the ISO :2014. For loading hydraulic jack with capacity 4000 kn was used. a) b) Fig. 3. Furnace for the test with installed column: a) General view b) Fire test Fig. 4. Hinge solution used in the test Fail of the column was recorded when jack could not hold the pressure and force started to decrease with increasing of deformation. Two columns was tested without and with 8 mm eccentricity. Table 1 provides failing force for two specimens (CT1 and CT2) with measured temperature. 53

54 Table 1. Results of transient-state test Test Time of heating, min Steel temperature, C Concrete temperature, C Failure mode Force, kn CT (in the middle) Shearing 2500 CT (in the middle) Global buckling 998 Temperature in the furnace grew according to the ISO :2014 (Fig. 4). At 30. min of test of CT1, steel almost lost resistance, because of temperature, and concrete core failed by sear Fig. 4. Applied eccentricity and decreasing of the compressive force lead global buckling fail of CT2 specimen. Developing numerical model will be validated on presented tests. Fig. 4. Measurement of temperature during transient-state regime test Fig. 5. Axial deformation curve for transient-state regime test 54

55 Fig. 5. describes behavior, which is coresponse to bar-reinforced concrete on Fig. 1. [3], but not to fibrereinforecd concrete CFT columns. NUMERICAL STUDY Global behaviour of CFST columns in elevated temperature is modelled in ATENA software. Together with steel material model in fire, validated FEM model of mechanical behaviour of fibre-reinforce concrete at elevated temperature is performed (Fig. 5). Fig. 5. View of numerical model in ATENA Multileveled modelling implies developing of numerical material model of SFRC in ATENA software (FEM). Model focuses on observing the behaviour of concrete composites with addition of fibres under ambient and elevated temperature with determining the mechanical properties of materials. Advanced numerical model includes parameters such as section size, mechanical and thermal properties of materials and their degradation in fire, transfer of heat, content and transfer of moisture, 3D behaviour of fibre reinforced concrete. Simplified numerical model couples parameters from above and hesitated factors with the least influence for structural behaviour to increasing of speed of numerical experiments for developing of design analytical model. Gap during heating Fig. 6. Stages of behaviour of column under the heating based on Fig. 1. Stages of behaviour of composite CHS columns described on Fig. 1 also include in ATENA model (Fig. 5). On a 1st stage of heating temperature expansion of steel is higher than concrete and on top connection of steel plate and concrete we are obtaining gap, see Fig. 6. For thermal analysis was exposed the surface of each heating area of the columns through the convection and radiation heat transfer to nominal standard fire curve. 55

56 Based on FEM simulation of specimen CT1 and CT2 axial deformation curves were obtained, see Fig. 7. Fig. 6. Current results of numerical simulation Differences in fire residence in min based experiment and numerical test for CT 1 is 26% and for CT2 is 75%, however model provides correct axial deformation and stages of behaviour during the heating. Current available FEM model required future development to obtain more efficient results. CONCLUTION European analytical approach for design solutions of SFRC CHS columns in fire is developed. Results of FEM modelling are used for development of analytical solutions to design SFRC CHS columns in fire. Presented experimental studies on SFRC composite columns are covering disproportion in available fire tests results, compare to plain and bar-reinforced concrete infilling and used for validation model of transfer of heat inside hollow section and global behaviour mechanical model. NOTIFICATION Current research supported by grants SGS16/049/OHK1/1T/11 and GAČR S. REFERENCES [1] RUSH, D., BISBY, L., JOWSEY, A., LANE, B., & MELANDINOS, A.. Structural performance of unprotected concrete-filled steel hollow sections in fire: A review and meta-analysis of available test data. Steel and Composite Structures, 12(4), 2012, pp DOI: /scs [2] LIEW, J.Y.R., XIONG, M.X. & XIONG D.X. Design guide for concrete filled tubular members with high strength materials to Eurocode 4. Research Publishing, Singapore, 2015, 160 р. [3] Kodur VKR. Fire Resistance of Concrete-Filled Steel Columns, Construction Technology Update.6, National Research Council of Canada, May 1997, p.1-4, ISSN

57 INTERAKCE TLAKU S OHYBEM PRUTŮ Z KOROZIVZDORNÝCH OCELÍ BENDING AND AXIAL COMPRESSION OF STAINLESS STEEL MEMBERS Břetislav Židlický Abstract This paper is focused on behaviour of stainless steel square hollow section (SHS) members loaded by axial compression and uniaxial bending. A comprehensive numerical parametric study in FE software Abaqus is given and a new interaction factor formulae are presented and evaluated. The material is considered by the three main stainless steel types, namely austenitic, ferritic and duplex. The main investigated parameters are material behaviour, member slenderness, cross-section slenderness and ratio between acting axial compressive force and bending moment. Validation of the numerical model was made based on the experimental data. Both the tests and model validation is given in detail. Key words: stainless steel, buckling, combined loading, interaction factor, beam-column ÚVOD Využití korozivzdorných ocelí ve stavebnictví zaznamenalo během posledních dvou desetiletí významný nárůst, a to zejména kvůli jejich odolnosti vůči korozi, estetičnosti, dlouhé životnosti i dobrým mechanickým vlastnostem. Stále je však použití limitováno vysokou cenou materiálu a z části i konzervativními návrhovými postupy udávanými návrhovou normou pro korozivzdornou ocel EN [1] vyplývajícími z omezených znalostí chování konstrukcí z korozivzdorných ocelí. Proto je snaha ověřit a případně zpřesnit návrhové postupy, které byly, jak známo, odvozeny na velmi omezeném souboru zkoušek a numerických studií, případně dokonce bez jejich existence jako je tomu právě v případě interakce tlaku s ohybem. V tomto příspěvku jsou prezentovány výsledky výzkumu vyšetřujícího kloubově uložené pruty uzavřených čtvercových průřezů z korozivzdorné oceli, zatížené kombinací osové síly a jednoosého ohybu. Ohybový moment je konstantní po celé délce prutu. Na základě výsledků získaných z rozsáhlé numerické parametrické studie je navržen a následně posouzen nový způsob stanovení původního interakčního součinitele. V příspěvku jsou dále uvedeny podrobné informace o provedení experimentů, numerickém modelu, validaci numerického modelu a numerické parametrické studii. EXPERIMENTY V první sadě experimentů byly, primárně za účelem validace numerického modelu, provedeny celkem čtyři zkoušky. Zkoušeny byly dva pruty o průřezu 80x3 mm a dva o průřezu 80x5 mm. Nejprve byly zhotoveny tahové zkoušky, ze kterých byly získány materiálové charakteristiky. Ty bylo nutné stanovit zvlášť pro rovné části průřezu a pro rohové části průřezu (obr. 1), kde v důsledku tváření průřezu za studena došlo k jejich výraznému ovlivnění. Pracovní diagramy jsou zobrazeny na obr. 2. Obr. 1: Části průřezu použité pro tahové zkoušky Fig. 1: Tensile test coupons 57

58 Obr. 2: Pracovní diagramy Fig. 2: Stress-strain diagrams Pruty byly během zkoušky zatěžovány tlakovou silou, vyvolanou hydraulickým pístem, působící excentricky vůči těžišti průřezu (obr. 3 a 4), která vyvodila přídavný ohybový moment konstantního průběhu. Vzorky byly opatřeny čelními deskami, přes které byly následně uchyceny ke kloubovým podporám. Ty byly tvořeny na obou koncích prutu dvojicí ocelových desek, kde deska připojená k prutu byla vybavena ocelovým nožem, který byl uložen do vyfrézovaného zářezu v desce druhé, viz obr. 3. Tím bylo zajištěno, že prut vybočí pouze v požadované rovině, ve které byl rovněž vyvozen ohybový moment na základě zavedené excentricity. Před provedením zkoušek byly změřeny geometrické imperfekce všech čtyř prutů. Globální imperfekce pomocí napnutého provázku a lokální imperfekce pomocí setinných hodinek. Informace o vzorcích jsou uvedeny v tab. 1. Obr. 3: Kloubová podpora Fig. 3: Pin-ended support Tab. 1: Informace o zkušebních vzorcích Table 1: Specimen data Průřez 80x3 80x5 Excentricita [mm] λ [-] Globální imperfekce [mm] Lokální imperfekce [mm] 20 1,28 0,833 0, ,29 0,767 0, ,46 1,3 0, ,43 1,233 0,01 58

59 Obr. 4: Zatěžovací schéma a provedení zkoušky Fig. 4: Test set-up and experiment conduction NUMERICKÝ MODEL A JEHO VALIDACE Numerický model byl vytvořen v softwaru Abaqus za účelem získání skutečného chování prutů. Jedná se o deskostěnový 3D model využívající analýzu GMNIA, tj. geometricky a materiálově nelineární analýzu se zavedením imperfekcí. Ty jsou do modelu zahrnuty pomocí vlastních tvarů vybočení a amplitudou odpovídající maximální změřené odchylce (tab. 1). Do numerického modelu byly dále zaneseny materiálové vlastnosti získané z tahových zkoušek, a to jak pro rovnou, tak pro rohovou část průřezu. Rohová část je uvažována pouze v rohovém zaoblení. Validace numerického modelu je provedena porovnáním křivek popisujících vztah mezi hlavními měřenými veličinami získanými z provedených experimentů, a to zatěžovací silou a vybočením prutu uprostřed jeho délky. Porovnání křivek je na obr. 5, kde EXP značí data získaná z experimentů a ABQ výsledky numerického modelu. Obr. 5: Validace numerického modelu Fig. 5: Numerical model validation 59