K POŽÁRNÍ ODOLNOSTI STŘEŠNÍHO PLÁŠTĚ S TRAPÉZOVÝMI PLECHY

K POŽÁRNÍ ODOLNOSTI STŘEŠNÍHO PLÁŠTĚ S TRAPÉZOVÝMI PLECHY Z. Sokol 1, P. Hřebíková 1, F. Wald 1 a M. Lebr 2 1 ČVUT, Fakulta stavební, Katedra ocelových konstrukcí Thákurova 7, 166 29 Praha, ČR Sokol@fsv.cvut.cz Petra.Hrebikova@fsv.cvut.cz Wald@fsv.cvut.cz 2 Kovové profily s.r.o Podnikatelská 545, 19 11 Praha 9, ČR Lebr@kovprof.cz TO FIRE RESISTANCE OF ROOF DECKING WITH CORRUGATED SHEETING An experimental and theoretical research of the fire behaviour of the cold-formed corrugated sheeting held at Czech Technical University in Prague is presented in the paper. The work is based on five tests of the roof-decking, see Fig. 1 and Fig. 2., including the measurements of the temperature in the connections, see Fig. 3. The connections tests take into account the size of the bolt head, the washer and the slot in hole in direction of sheeting, see Fig. 4. The non-linear FE simulation by beam elements includes spread of plasticity, large strain, large deformations, temperature influence on material and the support conditions, see Fig. 4. The prediction model of the resistance of the corrugated sheeting under high temperature is developed based on the European design methodology. The prediction models are compared to the tests results, see Fig. 6. The fire safety of corrugated sheeting is discussed. ÚVOD Trapézové plechy se v našich klimatických podmínkách navrhují na rozpětí do 9, m. Požární spolehlivost střešního pláště se prověřuje experimenty. Tyto experimenty jsou zaměřeny nejen na stanovení únosnosti R(t), ale především celistvosti I(t) a teploty na neohřívané straně E(t). Zkouší se při mechanickém zatížení odpovídající mimořádné situaci a při zatížení teplotou podle zkušební teplotní křivky [1]. Teplota v konstrukci za skutečné požární situace se dopočítává. Součinitel průřezu A m / V [m -1 ] dosahuje pro tenkostěnné konstrukce přes 1 m -1 (pro plechy 1 136 m -1 ), proto se předpokládá, že teplota profilu θ a je přibližně rovna teplotě plynu θ g. Poznatky z experimentu jsou omezeny okrajovými podmínkami, které se

volí normové [1] a pro skutečné konstrukční řešení se hodnoty extrapolují. Degradaci materiálových vlastností za vysokých teplot pro tenkostěnné za studena tvarované prvky lze předpovědět s dostatečnou přesností [2] a [3]. Kvalita přípojů rozhoduje u ocelových konstrukcí o spolehlivosti za mimořádné situace. Přípoje jsou při požáru namáhány silami od protažení/zkrácení konstrukce a jsou ovlivněny degradací materiálu spojovacích prostředků [4]. Na problematiku trapézových plechů za požáru se zaměřily výzkumné práce na Katedře ocelových konstrukcí ČVUT v Praze. 153 a) 84 28 Pohled c) 3x TR 15/28/,88 18 Zahřívaná oblast 5 6 123 32 q Pohled b) Q 2 b) c) Obr. 1: Zkouška požární odolnosti trapézových plechů C3 a) geometrické schéma; b) zatížení tvárnicemi z lehkého betonu, v popředí je pohled na konzolu; c) konstrukce po zkoušce, ve střední části je patrný průhyb bez vyčerpání únosnosti konstrukce [5] Průhyb Tab. 1 Shrnutí výsledků požárních experimentů skládaného střešního pláště s nosnou vrstvou tvořenou trapézovými plechy Zkouška Zatížení Průhyb Požární. Poznámka q, kn/m 2 δ 1,MAX, mm δ 2,MAX, mm odolnost dle [1] C1,83 735 85 R 14, E 14, I 12 Deformace koncového rámu C2,72 38 39 R 21, E 21, I 21 C3,74 79 829 R 2, E 2, E 2 S1 1, 196 326 R 28, E 27, I 27 Prostý nosník C4,75 61 591 R 6, E 6, I 6 EXPERIMENTY Je k dispozici pět experimentů provedených v laboratoři PAVUS ve Veselí n. L [5]. Byla zkoušena skládaná střešní konstrukce sestávající z nosných tenkostěnných profilů, tepelné izolace a krytiny. Čtyři zkoušky (C1 až C4) byly provedeny na nosnících s konzolou, jedna (S1) na prostém nosníku. Teplota plynu v peci sledovala normovou experimentální křivku [1] dosaženou s 2% přesností θ g = 345 log (8 t + 1) + 2, (1)

kde θ g ( C) je teplota plynu v čase t. Nosnou část tvořily profily 15/28/,88 (dodavatel Kovové profily) s tloušťkou t p =,88 mm; +; -,5; měrnou hmotností 12,9 kg/m 2 ; o ploše profilu A = 1 57 mm 2 a momentu setrvačnosti I y = 4,692 mm 4. Zkoušky materiálu za 2 C prokázaly mez úměrnosti f y = 374,4 MPa; mez pevnosti f u = 461, MPa a tažnost 18,9 %. Při experimentu byly plechy navzájem spojeny samovrtnými šrouby 4,8 x 2 mm po 5 mm. Střešní plášť byl při zkoušce uložen na rámu z 2xU2 a HE 16A se svařovanými ohybově tuhými přípoji ve vodorovné rovině. Plechy byly k nosnému rámu připevněny šrouby E-VS BOHR 5 5,5x38. Konzola 1 5 mm modelovala spojité působení plechů v konstrukci. Šířka uložení byla zvolena 18 mm. Mechanické zatížení vyvozovaly bloky z lehkého betonu, viz obr. 1. Při zkoušce bylo ohříváno jen pole nosníku. Po vytvoření plastického kloubu nad podporou konzola dosedla na uložení umístěné 2 mm pod úrovní nedeformované konstrukce a pole v tomto případě staticky působilo jako prostý nosník. Únosnost R exp (t) se experimentálně stanovuje [1] splněním obou kriterii: za prvé deformace δ lim = L / (4 r), (2) v mm, kde r je rameno vnitřních sil, a za druhé rychlosti (po dosažení průhybu L / 3) dδ lim / dt = L 2 / (9 r), (3) v mm/min. Výsledky experimentů jsou shrnuty v tab. 1 a zobrazeny na obr. 2. Experimenty C1, C2 a S1 byly ukončeny po dosažení normových kriterii únosnosti. Ke ztrátě únosnosti nosné konstrukce v žádném z experimentů nedošlo. Na konstrukci byla po zkoušce patrná lokální ztráta stability tlačených plechů pouze nad podporou. V poli byl materiál tažen. V průběhu experimentu C3 byla měřena teplota ve šroubech, viz obr. 3. Prostor nad šrouby na koncové podpoře byl tepelně izolován minerální vlnou (o objemové hmotnosti 1 kg/m 3 ; tepelné vodivosti,12 W m -1 K -1 a měrném teple 12 J kg -1 K -1 ), (čidla C3TB1 a C3TB2 na obr. 3). Vnitřní podpora byla bez tepelné izolace, (čidla C3TB3 a C3TB4). Po patnácti minutách dosáhla teplota ve šroubech C3TB1 a C3TB2 135 C a v C3TB3 a C3TB 4 352 C. 7 Deformace ve středu, mm Test C1 Test C4 5 3 Test S1 Test C3 Test C2 1 Čas, min 15 3 45 Obr. 2: Deformace ve středu rozpětí pro experimenty se skládanými střešními plášti s nosnou vrstvou tvořenou trapézovými plechy V laboratoři Fakulty stavební ČVUT v Praze byly šrouby zkoušeny za pokojové teploty [6] (zkoušky za zvýšené teploty probíhají). Na vzorku 3 šroubů (E-VS BOHR 5-5,5x38) byla ověřena tuhost, únosnost a deformační kapacita přípoje samovrtnými šrouby o průměru 5,5 mm s hlavou 7,2 mm (průměrná hodnota únosnosti 4,48 kn) s rozptylem 18,5; charakteristická hodnota únosnosti F k = 3,12 kn; s redukcí na mez kluzu (f y / f u ) F d = 2,71 kn).

Porušení nastalo ve všech případech otlačením plechu. Tuhost přípoje pro jeden šroub k b = 32 kn/mm. Příklady pracovních diagramů přípojů trapézových plechů k nosné konstrukci bez podložek, s podložkami a s dírami prodlouženými ve směru působící síly jsou uvedeny na obr. 4. Teplota, C Poměrná teplota 8 1 6 C3TB1 Průměrná,8 C3TB1 4 teplota plynu C3TB2 C3TB3,6 C3TB3,4 C3TB2 2,2 C3TB4 Čas, min. C3TB4 Čas, min. a) 5 1 15 2 25 3 b) 5 1 15 2 25 3 Obr. 3: Teplota šroubů při experimentu C3 a) absolutní hodnoty; b) relativní hodnoty vztažené k teplotě plynů v peci [5] Síla, kn 5, 4, 3, 2, 1, Šroub s hlavou 7,3 mm Šroub s podložkou 19 mm v prodloužených dírách +2 mm 5 1 15 Šroub s podložkou 13 mm Šroub s podložkou 19 mm 2 25 3 Prokluz, mm Obr. 4 Příklady pracovních diagramů samovrtných šroubů 5,5 mm při teplotě 2 C [6] MODELOVÁNÍ MKP Na výpočet byl použit program ANSYS 5.7. Úloha byla řešena nelineárně nosníkovým prvkem BEAM 23 s rozvojem plasticity po průřezu v oblasti velkých deformací a s lineární rozvojem teploty po průřezu. Schéma konstrukce je na obr. 5a. Uložení konců prutu reprezentovaly nelineární pružiny, prvek NONLIN39, který byl doplněn kontaktním prvkem pro kontrolu prokluzu šroubu v otlačení. Materiál byl popsán nelineárním na teplotě závislým pracovním diagramem, viz obr. 5b [4]. V prvém kroku byl plech zatížen mechanickým zatížením. V druhém kroku byla teplota zvyšována až do 1 C. Na obr. 6 je zobrazen výsledek výpočtů pro volné, neposuvné a skutečné přípoje plechu (tuhostí odpovídající šroubům s podložkou 19 mm) v porovnání s experimentem C3. q Q 3 Napětí, σ MPa 2 5 C přípoj 2 prvků 5 prvků 1 7 C ε 6 1 23 32 mm 1 1 C,1 a),5,15,2 b) Poměrné protažení Obr. 5: a) Nosníkový model plechu [7]; b) pracovní diagram materiálu za tepla [4]

NÁVRHOVÉ MODELY Inženýrský návrh trapézových plechů za pokojové teploty využívá nosníkový model s náhradním momentem setrvačnosti I a,eff, který se stanovuje experimentálně, analyticky nebo kombinací těchto metod, viz [8]. Únosnost a tuhost trapézových profilů se uvažuje s lokálním boulením a se smykovým ochabnutím. Samostatně lze posoudit borcení stěn v oblastech podpor, viz [9]. Průhyb tenkostěnných nosníků se počítá s momentem setrvačnosti účinného průřezu, který zohledňuje efektivní šířky tlačených stěn na dosažené úrovni napjatosti. Při výpočtu za tepla lze pro stanovení náhradního momentu setrvačnosti redukovat modul pružnosti a mez pevnosti, viz [1], v závislosti na dosažené teplotě. Pro daný experiment se počítalo na prostém nosníku, protože podporový průřez ztrácí únosnost při nižší teplotě než průřez v poli. Se ztrátou stability tlačeného prutu a s její interakcí s lokálním boulením by přicházelo v úvahu při zahřívání nosníku s neposuvnými přípoji. Za předpokladu, že je podpora nosníku posuvná, lze stanovit únosnost z výrazu M d,el = W k f, (4) a,eff, θ y, θ yp kde W a,eff,θ je náhradní pružný průřezový modul při dané teplotě, k y,θ redukční součinitel meze úměrnosti f y,p. Pro neposuvné přípoje se trapézový plech při velkých deformacích chová jako membrána, kterou je možno popsat přírůstkem délky na střednici p = α θ a L, (5) kde α je teplotní roztažnost materiálu, θ a přírůstek teploty a L délka nosníku. Pro zvýšení přesnosti řešení lze přírůstek délky doplnit o prokluz ve šroubovém spoji vlivem otlačení šroubů b. Na obr. 6 je porovnán průhyb experimentu C3 s výpočtem průhybu trapézového plechu jako membrány a prostého nosníku s uvažováním změny tuhosti průřezu vlivem teploty a bez této redukce. 7 5 3 1 Průhyb, mm Analytický model s redukcí tuhosti teplotou Analytický model bez redukce tuhosti teplotou MKP model skutečné přípoje Analytický model membrána MKP model přípoje neposuvné MKP model přípoje volné Experiment C3 Ztráta únosnosti v podpoře pro MKP modely 2 4 6 8 Teplota, C Obr. 6: Porovnání modelu MKP a analytických předpovědí s experimentem C3

ZÁVĚREM Spolehlivost skládaných střešních plášťů s nosnou vrstvou z trapézových plechů za požární situace je vysoká a dosahuje 15 min až 6 min. Je dána malým využitím pevnosti materiálu plechů, které se navrhují na mezní stav použitelnosti, nízkým zatížením při mimořádné události, kvalitním provedením uložení a připojení konců plechů a spolehlivostí nosné střešní konstrukce, viz [11]. Metoda konečných prvků předpovídá chování trapézových plechů za vysoké teploty s dobrou přesností. Analytický návrhový model je spolehlivým konzervativním přiblížením chování za požáru. Podle typu přípojů lze použít nosníkového modelu, využívající efektivního momentu setrvačnosti závislého na teplotě, nebo modelu tažené membrány. Membránové působení zvyšuje spolehlivost trapézových plechů za požární situace. Je dáno připojením plechů k nosné konstrukci a její tuhostí. Na ČVUT v Praze probíhají výzkumné práce zaměřené na zvýšení spolehlivosti střešních konstrukcí s trapézovými plechy za požární situace vhodným návrhem a konstrukčním uspořádáním. OZNÁMENÍ Tato práce byla podporována grantem č. 13/2/D86 Grantové agentury České republiky a výzkumným záměrem č. J1-98:211 Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy České republiky. LITERATURA [1] ČSN EN 1363-1: Zkoušení požární odolnosti, část 1, Základní požadavky. ČSNI, Praha 2, s. 44 [2] Outinen J. - Mäkeläinen P.: High-temperature strength of structural steel and residual strength after cooling down. in Stability and ductility of steel structures, ed. Ivanyi M., Akadémiai Kiadó, Budapest 22, pp. 751-76, ISBN 963-5-795-2 [3] Outinen J. - Kaitila O. - Mäkeläinen P.: High-temperature testing of structural steel and modelling of structures at fire temperatures. Laboratory of steel structures publications, TKK-TER-23, HUT, Helsinky 21 [4] PrEN - 1993-1-2: Design of Steel Structures - Part 1.2: Structural Fire Design. Fourth final draft, Document CEN/TC 25/SC 3, CEN, Brussels 23, p. 74 [5] Hůzl J.: Vodorovná nosná konstrukce, skládaný střešní plášť. Protokol o zkoušce požární odolnosti, Pr-2-2.14, 2.43, PAVUS, Veselí n. L., 22, s. 22, 23. [6] Hřebíková P.: Experimenty s přípoji trapézových plechů, Část 1 Zkoušky za pokojové teploty. Výzkumná zpráva ČVUT v Praze, Praha 23, s. 53 [7] Sokol Z. - Vácha J.: Numerická simulace trapézového plechu za zvýšených teplot, Výzkumná zpráva, Kovové profily, Praha 22, s. 43 [8] Rondal J.: Design of Cold Formed Steel Sections. Lesson 2, Udine CISM Course, Udine, 23, p.24. [9] Studnička J.: Ocelové konstrukce 1 - Tenkostěnné profily. ČVUT v Praze, Praha 21, s. 129, ISBN 8-1-218-5 [1] Ranby A.: Structural fire design of thin walled steel sections. Journal of Constructional Steel Research, 1998, 46:1-3, Paper No. 176, ISSN: 143-974X [11] Lawson R.M. - Burgan B. - Newman G.M.: Building design using cold formed steel section., fire protection. SCI No.P129, London 1993, ISBN1-874-97-3