STYČNÍKY ZA POŽÁRNÍ SITUACE

STYČNÍKY ZA POŽÁRNÍ SITUACE Hlavní ředností ocelových a sražených ocelobetonových konstrukcí za ožární situace je robustnost jejich styčníků. Srávně navržené styčníky zajišťují celistvost konstrukce ři mimořádné situaci. V řísěvku je shrnut stav oznání o chování a modelování styčníků za ožární situace, zohledněný v ředběžné normě ČSN P ENV 1993-1-2. Revidovaný text je řiraven ke schválení jako norma ČSN EN 1993-1-2. Metoda je dokumentována na říkladech odle normy na navrhování styčníků EN 1993-1-8. V evroské konceci solehlivosti konstrukce se za ožární situace zajišťuje nosnost, ožárně dělící a teelně izolační funkce návrhem [1]. Výočet sestává z telotní analýzy ožárního úseku [2], z analýzy řestuu tela do konstrukce a z modelování konstrukce za zvýšené teloty [3]. Využívají se modely na třech úrovních: jednoduché omůcky (normové telotní křivky, nomogramy ECCS [4] a analýza konstrukce za normální teloty), komlexní inženýrské modely (arametrické telotní křivky, řestu tela řírůstkovými metodami odorované výočtovými rogramy [5] a analýza konstrukce za normální teloty) a diskrétní modely metodou konečných rvků (dynamická analýza lynů v ožárním úseku a nelineární model konstrukce za zvýšené teloty [11]). Styčníky konstrukcí nejsou ve většině říadů ři ožární situaci vystaveny římo lamenům a rotože je v nich soustředěna větší hmota než v rvcích, není je třeba osuzovat zvlášť. V říadě, že je třeba vyšetřit jejich chování, je nejobtížnější rovést analýzu řestuu tela do styčníku, tj. stanovit růběh teloty ve styčníku. Velmi zjednodušeně lze na růběh teloty usuzovat, obdobně jako ro ruty, omocí součinitele růřezu A m / V. Podrobné analytické modely a dooručení ro růběh teloty se styčnících vycházejí z exerimentů a modelování MKP. Metoda komonent [6] se stala základním nástrojem ro analýzu styčníků za zvýšené teloty [10]. Při každé mimořádné události je rozhodující zachování celistvosti konstrukce, která se konstrukčně zajišťuje robustností jednotlivých rvků a styčníků. POŽADAVKY NA ROBUSTNOST Robustnost styčníků za mimořádné situace umožňuje jejich srávný konstrukční návrh. Hodnoty vodorovných sil, vyvozených telotními změnami, je možno kvantifikovat, nař. BS 5950. Požadované vodorovné vazebné síly byly rověřeny raxí i exerimenty s celou konstrukcí, viz zkoušky v Cardingtonu [7]. Za ožární situace jsou styčníky ři nárůstu teloty z velké části namáhány tlakem od roztažení rvků. Při chladnutí konstrukce jsou styčníky namáhány tahem od trvalé deformace konstrukce [8]. Velikost vnitřních normálových sil ve styčnících nosníků na slouy ři ožární situace je zobrazena na modelu konstrukce s osuvnými styčníky, viz obr. 1 [9]. Chování rámu bylo simulováno metodou konečných rvků s uvažováním fyzikální a geometrické nelinearity rvků (rozvoj lasticity o růřezech) a styčníků (multilinerní racovní diagram) ři ožární situaci v části konstrukce ve středu nosníku (I), v jednom oli konstrukce (II) a v jednom odlaží (III). S rozvojem teloty odle normové křivky hoření (ISO 834 [1]) se ve styčníku nad odlažím, zatíženým telotou, vytvářely tlakové síly. Při chladnutí konstrukce vzniká se styčnících tah od trvalých deformací řiojovaných nosníků. Výše uvedený mechanismus byl využit ro ois jedné etay kolasu WTC. Předokládá se, že o ztrátě únosnosti vnitřních slouů vlivem nárůstu teloty hořením aliva letadla řenášely svislé účinky zatížení v místě oškození vnější slouy, které byly ůvodně ředenuty ro snížení vodorovných deformací objektu. Příhradové nosníky stroní konstrukce byly řiojeny k nosným slouům komorového růřezu styčníky s úložnými úhelníky. Při chladnutí o cca 55 min. ožáru byla vyčerána únosnost těchto styčníků v tahu. Následoval kolas stroů nad teelně zasaženou částí konstrukce s konečným dynamickým účinkem ádu horní části budovy na sodní. 1

Normálová síla, kn 300 I. Část konstrukce 200 II. Jedno ole III. Celé odlaží 100 0-100 -200 20 40 60 80 100 Čas, min. - 300 Zahřívání 720 C Chlazení Kalibrační rám Uvažovaný styčník 6 x 3,75 m I. II. III. 4 x 6,0 m Obr. 1 Model vodorovných sil ve styčníku atrové budovy během ožární situace ROZVOJ TEPLOTY Rozvoj teloty styčníku v čase lze nejjednodušeji odhadnout součinitelem růřezu A m / V ocelových rvků, tvořících styčník v místě soje. Součinitel A m / V vyjadřuje závislost mezi lochou ovrchu A m, jež je vystaven řívodu tela, a objemem rvku V na jednotku délky. Pro soje slouu s nosníkem a nosníku s nosníkem, které odorují betonovou stroní desku, lze telotu v chráněných a nechráněných ocelových rvcích odvodit z teloty dolní ásnice nosníku urostřed jeho rozětí. Předokládá se, že telota jednotlivých částí (šrouby, lechy, úhelníky) styčníku je římo závislá na výšce h k měřené od sodního líce ocelového rofilu. 425 C 460 C 664 C IPE 360 300 h k h 720 C Obr. 2 Předoklad rozvoje teloty ve styčníku, říklad ro telotu nosníku 720 C, telota v taženém šroubu 460 C Pro výšku ocelového nosníku h menší než 400 mm se telota jednotlivých částí styčníku vyočítá, viz obr. 2, jako θ k = 0,88 θ o [1 0,3 (h k / h)], (1) kde θ k je telota ocelového nosníku ve výšce h k [ C], θ o telota dolní ásnice ocelového nosníku mimo oblast styčníku [ C], h k vzdálenost říslušné komonenty od sodního okraje nosníku [mm] a h výška ocelového nosníku [mm]. Pro výšku ocelového nosníku h větší než 400 mm lze stanovit telotu ro h k menší než h/2 ro h k větší než h/2 θ k = 0,88 θ o θ k = 0,88 θ o [1 + 0,2 (1-2h k / h)] (3) (2) 2

Přiravovaná norma ČSN EN 1993-1-2 [3] řináší raktická dooručení ro teelnou izolaci styčníků nosníku na slou v říadě betonové stroní konstrukce. Tloušťka teelné izolace v místě šroubů může být na hlavách nebo na vystuujících koncích šroubu oloviční vůči tloušťce teelné izolace na řilehlých částech styčníku, viz obr. 3. Tloušťka teelné izolace v řezu A se stanoví omocí součinitele růřezu A m / V. V řezu B lze tloušťku snížit až na olovinu tloušťky v řezu A. V řezu C lze vycházet z oměru A m / V u rofilu, složeného ze slouu a úhelníků. V řezu D se uvažuje oměr A m / V nosníku. V řezu E se navrhne z A m / V u rofilu,složeného ze stojiny nosníku a úhelníků. V řezu F lze tloušťku teelné izolace snížit na olovinu tloušťky v řezu D. A B C E D Obr. 3 Zásady ro oužití teelné izolace ve styčníku nosníku na slou odle ČSN EN 1993-1-2 [3] SPOJOVACÍ PROSTŘEDKY Poslední oznatky o únosnosti šroubů a svarů jsou shrnuty v křivkách redukce jejich mechanických vlastností k i,θ = f i,θ / f i,20 za zvýšené teloty, viz obr. 4, ČSN EN 1993-1-2 [3]. U třecích šroubů dochází ři zahřátí ke ztrátě ředětí a smyková únosnost se stanoví stejně jako ro běžné šrouby. Únosnost šroubu ve smyku za ožární situace lze určit ze vztahu F v,t,rd = F v,rd k b,θ γ m / γ fi, (4) kde k b,θ je redukční součinitel evnosti šroubu θ a ; viz obr. 4, F v,rd návrhová únosnost šroubu ve smyku ři běžné telotě, γ m dílčí součinitel materiálu ři běžné telotě, γ fi dílčí součinitel solehlivosti ro ožární situaci (= 1,0). Únosnost šroubu v otlačení za ožární situace lze určit jako F b,t,rd = F b,rd k b,θ γ m / γ fi, (5) kde F b,rd je návrhová únosnost šroubu v otlačení ři běžné telotě. Únosnost šroubu v tahu za ožáru se vyočítá ze vztahu F ten,t,rd = F t,rd k b,θ γ m / γ fi, (6) kde F t,rd je návrhová únosnost šroubu v tahu ři běžné telotě. U šroubových říojů se neuvažuje s orušením rofilu v otvorech za ředokladu, že v každém otvoru je sojovací rostředek, rotože telota oceli je ro větší koncentraci hmoty u styčníků nižší. Únosnost tuých svarů lze do teloty 700 C uvažovat stejnou jako únosnost okolních částí konstrukce. Při telotách nad 700 C se oužije redukční součinitel ro koutové svary. Únosnost koutového svaru na jednotku délky lze stanovit ze vztahu F w,t,rd = F w,rd k w,θ γ m / γ fi, (7) kde k w,θ je redukční součinitel ro telotu svaru θ a ; viz obr. 4, F w,rd únosnost svaru ři běžné telotě. F 1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 kb,θ k E,θ ky,θ kw,θ 0 200 400 600 800 1000 1200 θ a, C Obr. 4 Redukční součinitel k b,θ ro mez evnosti šroubů a k w,θ ro mez evnosti svarů v orovnání s redukčním součinitelem meze kluzu materiálu k y,θ = f y,θ / f y, 20 a součinitelem modulu ružnosti oceli k E,θ = E θ / E 20 [3] METODA KOMPONENT 3

V metodě komonent se styčník rozdělí na jednotlivé části - komonenty, jejichž racovní diagram se oíše a složí v racovní diagram styčníku, viz [10]. Postu je vhodný ro návrh za ožární situace, viz říklad na obr. 5. Rozhodující je znalost rozvržení teloty ve styčníku. U šroubovaných styčníků je únosnost komonenty čelní deska v ohybu a šrouby v tahu ovlivněna teelnou roztažností šroubů a jejich nižší únosností za ožární situace, která je komenzována omalejším nárůstem teloty vlivem koncentrace materiálu ve styčníku. $ & "#! φ % ' M z $ &"#!%' M, knm 50 0 100ºC 500ºC 800ºC 600ºC 20 ºC 700ºC 0 20 40 60 80 100 φ, mrad Obr. 5 Rozdělení styčníku čelní deskou na komonenty,! stěna slouu ve smyku, % stěna slouu v tlaku, $ ásnice slouu v ohybu, & stěna slouu v tahu, " čelní deska v ohybu, ' ásnice nosníku v tlaku, # řada šroubů v tahu, racovní diagram styčníku, model racovního diagramu ři změně teloty Při znalosti teloty jednotlivých komonent lze vyjádřit únosnost komonenty za zvýšené teloty F i,θ a z ředokladu stejné redukce evnosti matriálu komonent součinitelem k y,θ z únosnosti komonenty za běžné teloty F i,20 jako F i, θ = k y, θ F i,20. (8) Deformační tuhost komonenty za ožáru k i;θ lze stanovit z deformační tuhosti za normální teloty k i;20 jako k k k. (9) i, θ = E, θ i,20 Deformaci komonenty lze určit z deformace za normální teloty Fi, θ k y, θ δi, θ = = δi,20. (10) k k i, θ E, θ Za ředokladu rovnoměrného rozložení teloty ve styčníku lze ohybovou únosnost celého styčníku za ožáru M i,θ stanovit z únosnosti za normální teloty M i,20 jako M i, θ = k y, θ M i,20, (11) natočení ve styčníku ze vztahu φ M k y, θ = φi,20, (12) k i, θ i, θ = Si, θ E, θ a ohybovou tuhost styčníku z výrazu S 2 Eθ z i, θ = = ke, θ Si,20, (13) 1 k i i, θ kde z je rameno vnitřních sil a E θ modul ružnosti za ožární situace. ŘEŠENÉ PŘÍKLADY Montážní styčník dolního asu vazníku lze za ožární situace osoudit metodou komonent [11] s využitím rozvoje teloty omocí součinitele růřezu [3]. Pro teelně neizolovaný styčník, viz obr. 6, je ro θ cr Am / V = 54,0 / 1,24 = 43,18 m a řírůstkovou metodou stanovit ožární odolnost t = 44 min 45 s ro fiktivní růřez. Při alikaci rotiožárního nátěru s tloušťkou o zěnění d = 15 mm, teelnou vodivostí 3 λ = 0,1 WK m, secifickým telem c = 790 Jkg K a objemovou hmotností ρ = 250 kgm, bude 4

součinitel teelně izolovaného růřezu A V m λ d = 43,18 0,1 0,015 = 288 Wm 3 K. Požární odolnost se stanoví z kritické teloty θ a,cr ro fiktivní růřez jako t = 112 min. Obvykle se šrouby teelně izolačním materiálem nechrání a růřez se v analýze uvažuje konzervativně jako celý nechráněný. P 28 150 500 kn 500 kn 85 125 40 45 4 x M24 Obr. 6 Příklad styčníku dolního asu vazníku, ožární odolnost 44 min. [11] Konstrukci budovy Millennium Tower, ostavené k řelomu tisíciletí ve Vídni [12], navrhl rof. Tschemmernegg. Na obr. 9 jsou zobrazeny styčníky sřaženého ocelobetonový nosníku růřezu T k vybetonované trubce slouu. Ohyb se do slouu řenáší v tlačené části říoje kontaktem konzoly s ásnicí nosníku a v tažené části výztuží. Smyk se do slouu řenáší kontaktem mezi stojinou a konzolou. Celistvost konstrukce je za ožární situace zajištěna šroubem M27. Zesílení konzoly na 30 mm umožňuje ožární odolnost 60 min. Za běžné teloty π Za ožární situace 25 30 12 12 30 výztuha ocelová trubka zesílená stojina nosníku M 27-8.8 konzola deska na stojině Obr. 9 Styčník nosník štíhlé stroní konstrukce ocelobetonového slouu Millennium Tower, Vídeň, úravy ro zvýšení ožární solehlivosti říoje [8] ZÁVĚREM Přísěvek oisuje jednu z výhod ocelových konstrukcí - robustnost jejich styčníků. Metoda komonent se využívá ro osouzení styčníků konstrukcí se zvýšenými nároky na ožární solehlivost. Předběžné normy (ČSN P ENV) [2] [3] a [6] jsou v současností řeváděny na normy (ČSN EN). Text v části o ožární solehlivosti rohlubuje oznatky o stabilitě rutů a nosníků a o chování sojovacích rostředků a styčníků za ožární situace. Autoři děkují za odoru ráce grantem ČVUT 0201711 a výzkumným záměrem J01-98:210000001. Literatura [1] Bradáčová a kol.: Stavby a jejich ožární bezečnost, TK 20, Technická knižnice autorizovaného inženýra a technika, Praha 1999, s. 263, ISBN 80-902697-2-9. [2] ČSN P ENV 1991-2-2: Zásady navrhování a zatížení konstrukcí, Zatížení konstrukcí namáhaných ožárem, ČSNI, Praha 1996, s. 48. [3] ČSN P ENV 1993-1-2: Navrhování ocelových konstrukcí, Navrhování konstrukcí na účinky ožáru, ČSNI, Praha 1996, s.76, ren 1993-1-2: Design of steel structures, General rules, Structural fire design, anglicky, čtvrtý konečný návrh, CEN, Brusel 2001, s.74. 5

[4] Požární odolnost ocelových konstrukcí, řeklad SVOK Ostrava, 1996, orig. Fire Resistance of Steel Structures, Pub. No. 89, ECCS, Brussels 1995. [5] Vodolan M.: FINE OCPOZAR, verze 1, uživatelská říručka, FINE, Praha 2002, s. 76. [6] ČSN P ENV 1993-1-1: Navrhování ocelových konstrukcí, Obecná ravidla a ravidla ro ozemní stavby, ČSNI, Praha 1994, s. 370, říloha A2, Styčníky konstrukcí, ČNI, Praha 2000, s. 21-78. [7] Newman G.M, Robinson J.T., Bailey C.G.: Fire safe design: A new aroach to multistorey steel-framed buildings, SCI, Londýn 2000, ISBN 1-85942-120-2. [8] Bailey C.G.: The influence of the thermal exansion of beam on the structural behaviour of columns in steel-framed structures during a fire, Journal of Engineering Structures, Elsevier 22/2000, s. 755-768. [9] Beneš M., Wald F., Pascu H.E., Sokol Z.: Joints of multistory buildings under fire conditions, v Eurosteel Coimbra 2002, v tisku. [10] Wald F.: Návrh styčníků metodou komonent, Ocelové konstrukce, č. 6/2000, s. 7-13, Analýza konstrukce s olotuhými styčníky, č. 1/2001, s. 46-49, Návrh styčníků úhelníky metodou komonent, Ocelové konstrukce, č. 2/2001, s. 15-18, Metoda komonent ro styčníky čelní deskou, č. 4/2001, s. 21-25, Návrh svařovaných styčníků otevřených rofilů, Ocelové konstrukce, č. 5/ 2001, s. 18-22, Evroský model kotvení slouů atní deskou, č. 6/2001, s. 16-20, Klasifikace styčníků odle ohybové tuhosti č. 1/2002, s. 18-20, Styčníky sřažených ocelobetonových konstrukcí, Konstrukce č. 1/2002, s. 17-20, Ostrava, ISSN 1212-7388. [11] Beneš M., Wald F.: Posouzení ožární solehlivosti styčníků haly HARD, Jeseník, 2002. [12] Tchemmernegg F.: Insbrucker Mischbautechnologie im Wiener Millenium Tower, Stahlbau, H. 9, s. 606-611, Berlin 1999, ISSN 0038-9145. Prof. František Wald, Ing. Martin Beneš, htt://www.fsv.cvut.cz/~wald/ 6