STAN AWARYJNY KONSTRUKCJI DACHOWEJ Z RYGLAMI O

Dr hab. inŜ. Aleksander KOZŁOWSKI, prof. PRz, [email protected]
Dr inŜ. Lucjan ŚLĘCZKA, [email protected]
Politechnika Rzeszowska
STAN AWARYJNY KONSTRUKCJI DACHOWEJ Z RYGLAMI
O FALISTYM ŚRODNIKU
FAILURE STATE OF ROOF STRUCTURE WITH CORRUGATED WEB’S GIRDERS
Streszczenie Dźwigary z falistym środnikiem są stosowane w Polsce od kilku lat, od czasu gdy ich produkcja
została zapoczątkowana w Rudzie Śląskiej przez firmę GZP. Takie dźwigary posiadają sinusoidalny kształt
środnika, o długości fali równej 155 mm i amplitudzie ±20 mm, a jego grubości wynoszą jedynie tw=2,0; 2,5 lub
3,0 mm. DuŜa smukłość środnika (hw/tw do 600) czyni je znacznie lŜejszymi w porównaniu do zwykłych
blachownic z płaskim środnikiem, ale określenie nośności i sztywności dźwigara z pofałdowanym środnikiem
moŜe sprawiać trudności. Referat opisuje stan awaryjny konstrukcji dachowej, z dźwigarami o falistym
środniku, wywołany przekroczeniem nośności środnika na docisk. Opisano przyczyny awarii oraz sposób jej
usunięcia.
Abstract Steel composed girders with sinusoidally shaped web are commonly used in Poland for a few years,
when their production was started in Ruda Śląska under Zeman license. Such girders are produced with web
thickness tw=2,0; 2,5 or 3,0 mm only, with the length of wave equal to 155 mm and wave amplitude ±20 mm.
Very high web’s slenderness (hw/tw up to 600) makes them much lighter in comparison to girders with flat web,
but thin, corrugated web makes additional difficulties during design stage. Paper deals with failure state of roof
structure with corrugated web’s girders caused by failure of web under local concentration load. Reasons of
failure and also the way of strengthening has been described.
1. Wprowadzenie
Postęp technologiczny w dziedzinie budownictwa, w tym w konstrukcjach stalowych
przejawia się we wprowadzaniu nowych wyrobów, elementów i systemów konstrukcyjnych.
Nowe rozwiązania charakteryzują się mniejszym zuŜyciem materiałów i lepszą
technologicznością, co ma na celu zwiększenie ich konkurencyjności. Projektowanie
konstrukcji o innowacyjnych rozwiązaniach wymaga jednak od projektanta szczególnej
wnikliwości i ostroŜności, szczególnie wobec niepełnych danych do projektowania, norm
i wytycznych.
Przykładem nowoczesnego wyrobu przemysłu konstrukcji stalowych są blachownice z
falistym środnikiem, produkowane w Hucie Pokój. Mogą być z nich projektowane słupy,
rygle a takŜe płatwie. Badania i analiza nośności elementów z blachownic z falistym
środnikiem były przedmiotem wielu prac, m.in. [1], [2], [3], [4]. Projektowanie tych
elementów wykonuje się według wytycznych [5] oraz według [6]. Nośność na zginanie
oblicza się przy załoŜeniu, Ŝe napręŜenia normalne w całości przenoszą pasy blachownicy, a
nośność na ścinanie przy załoŜeniu, Ŝe napręŜenia tnące przenoszone są przez falisty środnik.
623
Największy problem występuje przy ocenie nośności takich blachownic na obciąŜenia
skupione, np. w miejscu podpór. Poświęcono temu kilka prac [1], [3], [7].
Błędna ocena przez projektanta wytęŜenia strefy podporowej blachownicy z falistym
środnikiem była przyczyną stanu awaryjnego konstrukcji dachowej nowo wybudowanej hali
produkcyjnej w jednym z miast Podkarpacia.
2. Opis konstrukcji hali
Hala produkcyjna o wymiarach w planie 240 x 62 m i wysokości w kalenicy 8,7 m,
wykonana jest jako budynek parterowy z dachem jednospadowym o nachyleniu 3%. W
połowie długości hali zastosowano dylatację. W przyszłości przewiduje się dobudowę do
ściany podłuŜnej (w osi D) następnej części hali o tych samych wymiarach.
Konstrukcja hali jest mieszana, Ŝelbetowo-stalowa: fundamenty, ściany osłonowe i słupy
wykonane są w konstrukcji Ŝelbetowej, konstrukcja nośna przekrycia: dźwigary główne,
płatwie i blacha pokrycia – stalowe (rys. 1).
a)
b)
Rys. 1. Analizowana hala: a) główny układ poprzeczny, b) widok wnętrza hali
624
Rozstaw słupów w kierunku podłuŜnym wynosi 12,0 m, w kierunku poprzecznym:
18-26-18 m, rozstaw płatwi jest zmienny i wynosi od 3,75 do 4,0 m. Słupy nośne, Ŝelbetowe
z betonu B25 o wymiarach 30x40 cm, wykonano jako prefabrykowane, osadzane w
kielichowych stopach fundamentowych.
Płatwie zaprojektowano jako kratowe o rozpiętości 12 m, z prętów o przekroju rur
kwadratowych i prostokątnych. Przekrycie dachu składa się z nośnej blachy fałdowej
TR-84x0,75, na której zastosowano ocieplenie z wełny mineralnej twardej 15 cm oraz
pokrycie z dwóch warstw papy termozgrzewalnej.
Głównym elementem nośnym konstrukcji dachowej jest dźwigar blachownicowy z
falistym środnikiem typu SIN produkcji Huty Pokój, zaprojektowany jako ciągły element
3-przęsłowy, oparty na słupach Ŝelbetowych. Zastosowano następujące przekroje:
WTB 1500-300x15 na elementy pośrednie i WTB 1500-220x15 na elementy nośne
umieszczone w ścianach szczytowych i układach przydylatacyjnych. Dźwigary zostały
podzielone na pięć odcinków montaŜowych o długości ok. 12,5 m kaŜdy. Styki
poszczególnych części wykonano jako śrubowe, doczołowe, z dodatkowymi nakładkami na
dolnym i górnym pasie blachownicy. Blachy czołowe i blachy nakładek wykonano o grubości
12 mm, stosując śruby M20 kl. 5.8. W styku doczołowym zastosowano 22 śruby, w stykach
zakładkowych po 4 śruby. Na podporach blachownic zastosowano „Ŝeberka podporowe” jako
dwa nie stykające się bezpośrednio ze środnikiem słupki z pojedynczych kątowników, po obu
stronach środnika. Są to kątowniki L 60x6 na podporach skrajnych (osie D i G) i kątowniki
L 40x4 na podporach pośrednich (osie E i F), spawane obustronnie do dolnego i górnego pasa
blachownicy. Blachownice oparto na słupach Ŝelbetowych za pośrednictwem poziomo
ułoŜonych prętów Ø 30, jako „płytek centrujących”. Pręty te są spawane do blach
głowicowych osadzanych przed betonowaniem na końcach słupów, w postaci marek.
3. Opis stanu awaryjnego
W dniu 21 grudnia 2005 r. zauwaŜono znaczne deformacje (dochodzące do 6 cm)
blachownic w strefie podpór wewnętrznych (osie E i F), czyli oparcia blachownic na słupach
środkowych. Nastąpiło zmiaŜdŜenie falistego środnika blachownicy na długości ok. 30-40 cm
(rys. 2).
Rys. 2. Zgniecenie blach falistego środnika na podporze środkowej
625
Dalsze narastanie tych deformacji i nieuchronne zniszczenie dźwigarów łącznie z
zawaleniem się dachu, zostało powstrzymane przez oparcie się zdeformowanego dolnego
pasa blachownicy na krawędziach blach głowicowych słupów Ŝelbetowych (rys. 3), co
rozłoŜyło punktowe obciąŜenie strefy podporowej na strefę o szerokości równej szerokości
słupa.
Rys. 3. Oparcie zdeformowanego pasa dolnego na krawędziach słupa betonowego i wyboczenie wiotkich
słupków podporowych
Jednocześnie nastąpiło znaczne wyboczenie wiotkich słupków podporowych - „Ŝeberek”
wykonanych z kątownika L 40x4 (rys. 3).
Nie stwierdzono podobnych deformacji na podporach skrajnych, ani na podporach
środkowych w dźwigarach przydylatacyjnych i skrajnych. Nie stwierdzono takŜe innych
uszkodzeń, odkształceń czy ugięć innych elementów konstrukcyjnych hali głównej.
4. WytęŜenie środnika rygla podczas awarii
4.1. Oszacowanie obciąŜenia śniegiem
Grubość pokrywy śnieŜnej zalegającej na dachu w dniu awarii wynosiła, według
oświadczenia kierownika budowy, 30 - 35 cm, co odpowiada dolnej wartości zakresu
obciąŜenia śniegiem w IV strefie klimatycznej, w której jest zlokalizowany budynek. Dane te
zostały potwierdzone przez Regionalną Stację Hydrologiczno-Meterologiczną Instytutu
Meteorologii i Gospodarki Wodnej, wg której grubość pokrywy śnieŜnej w dniach 20÷22
grudnia wynosiła od 30 do 37 cm. Zawartość wody w pokrywie śnieŜnej (27-69 mm)
powodowała obciąŜenie śniegiem o wartości do 0,69 kN/m2. Wartość charakterystyczna
obciąŜenia śniegiem gruntu wg zaleceń normy [8] wynosi w miejscu lokalizacji budynku
0,69 kN/m2, co wskazuje, Ŝe obciąŜenie śniegiem w dniu awarii nie miało charakteru
wyjątkowego.
4.2. Nośność falistego środnika pod obciąŜeniem skupionym
Zaobserwowane formy zniszczenia i konstrukcja węzłów podporowych wyraźnie
wskazywały na formę zniszczenia przez docisk siłą skupioną do środnika. Oparcie dźwigara
na pręcie okrągłym Ø 30 powodowało bardzo skupione przekazanie reakcji podporowej na
626
środnik dźwigara. Obliczeniowa nośność środnika falistego według [5] moŜe być określana
na podstawie PN-90/B-03200 [9] według następującej zaleŜności:
PRc = k c t w2 f d
(1)
gdzie: k c - jest współczynnikiem obliczanym z zaleŜności k c = co / t w , co - jest szerokością
rozdziału obciąŜenia, t w - jest grubością środnika, a f d - wytrzymałością obliczeniową stali.
W wypadku zastosowanego dźwigara WTB 1500-300x15 opartego na pręcie Ø 30 nośność
ta moŜe być określona jako PRc = 48 kN . Wpływ kątowników, jako „Ŝeber usztywniających”
jako niewielki pominięto. Formuła ta daje jednak zaniŜone wartości nośności w stosunku do
wyników badań doświadczalnych [3], [5].
Inną propozycją oszacowania nośności środników falistych pod obciąŜeniem skupionym
jest formuła Pasternaka-Brańki [1]:
 W yf 1 
⋅ 2 f tw fd
PRc = 10
 I y / tw 


(2)
gdzie: W yf 1 - jest spręŜystym wskaźnikiem wytrzymałości pasa obciąŜonego siłą skupioną na
zginanie w płaszczyźnie dźwigara, I y - jest moment bezwładności pojedynczej fali względem
osi podłuŜnej dźwigara, f - jest amplitudą fali środnika, pozostałe oznaczenia jak wyŜej.
Korzystając z powyŜszej zaleŜności obliczeniowa nośność środnika na obciąŜenie
skupione w wypadku rozpatrywanego dźwigara została określona na poziomie
PRc = 139,2 kN .
Obliczona dla obciąŜeń w dniu awarii wartość obliczeniowa (charakterystyczna) reakcji na
środkowej podporze wynosiła
RB = 356 (283,8) kN , a na podporze skrajnej
R A = 106,3 (84.4) kN . Nośność dwu kątowników, obliczona jako nośność prętów osiowo
ściskanych wynosi N 2 L = 22,7 kN , a więc o taką wartość moŜna zmniejszyć reakcję
podporową, działającą jako siła skupiona bezpośrednio na środnik.
Porównując nośność określoną wzorem (2) ze zredukowaną reakcją działającą na środnik
widać, Ŝe nośność na podporze środkowej została znacząco przekroczona, natomiast na
podporach skrajnych warunek nośności był spełniony – co odpowiada zaobserwowanemu
występowaniu stref zgniecenia środnika na podporach środkowych i braku uszkodzeń na
podporach skrajnych. Dodatkowym czynnikiem wpływającym degradująco na nośność w
obszarze podpór środkowych była interakcja podporowego momentu zginającego i nośności
środnika na docisk.
4.3. Analiza MES wytęŜenia strefy podporowej rygla
Celem weryfikacji nośności uzyskanych za pomocą wzorów (1) i (2) wykonano obliczenia
programem ADINA 8.3. Zamodelowano fragment dźwigara o całkowitej długości ok.
3700 mm, w strefie podpory wewnętrznej. Do modelowania uŜyto elementów powłokowych,
czterowęzłowych. Po dokonaniu wstępnego studium zbieŜności rozwiązania, ostatecznie
zastosowano podział środnika w obszarze docisku na dwadzieścia elementów skończonych po
długości jednej fali oraz sto dwadzieścia elementów na wysokości środnika, z dodatkowym
zagęszczeniem dolnej części, gdzie następuje docisk. Zgodnie z [6] zastosowano materiał
627
Siła [kN]
liniowo spręŜysto-plastyczny o module spręŜystości podłuŜnej E = 210000 MPa i z modułem
gałęzi wzmocnienia ET = E / 10000 . Imperfekcje środnika uwzględniono przez przyjęcie
zastępczej imperfekcji geometrycznej, w postaci wygięcia środnika na jego wysokości, o
strzałce wygięcia równej 1 / 200 wysokości środnika (7,5 mm).
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
0.0
2.0
4.0
6.0
8.0
10.0
Przemieszczenie [mm]
Oś „płytki centrującej”
- pręta Φ30
Rys. 4. ŚcieŜka równowagi statycznej środnika pod wpływem obciąŜenia siłą skupioną oraz kształt deformacji
środnika nad podporą otrzymany za pomocą obliczeń MES.
Zjawisko docisku do środnika modelowano przez przemieszczanie dźwigara w kierunku
pionowym. Pas dolny dźwigara dociskał do walca o średnicy 30 mm, imitującego „płytkę
centrującą” na słupie, któremu odebrano wszystkie stopnie swobody. Wykorzystano w tym
celu moŜliwości modelowania zagadnień kontaktowych programu ADINA.
Jedną z otrzymanych z obliczeń ścieŜek równowagi statycznej środnika pod wpływem
obciąŜenia pokazano na rys. 4, wraz z widokiem powstałej deformacji środnika. Poszczególne
ścieŜki równowagi róŜnią się od siebie, w zaleŜności od miejsca podparcia środnika na
długości jednej fali (w wierzchołku czy w punkcie zerowym). Najmniejsza otrzymana z
obliczeń nośność krytyczna środnika wynosi 156,1 kN (wartość charakterystyczna), a więc
jest zbliŜona do nośności określonej wzorem (2).
5. Metody naprawy strefy podporowej
5.1. Naprawa doraźna
Natychmiast po stwierdzeniu uszkodzeń konstrukcji dźwigarów podjęto działania
zmierzające do zapobieŜenia katastrofie budowlanej, tj. podparto dźwigary z obu stron
słupów, a wykonawca robót, w uzgodnieniu z projektantami obiektu i z autorami niniejszego
referatu, wykonał doraźne wzmocnienia stref podporowych (rys. 5).
Wzmocnienia te wykonano w okresie 24-31 grudnia. Wzmocnienia zaprojektowano w
postaci trzech prętów po obu stronach środnika, z ceowników C120 i C80, spawanych
przylgowo do blach grubości 14 mm. Blachy te, o długości 1000 mm, spawane były do pasa
dolnego i górnego, przy czym w pasie dolnym blachy były indywidualnie dopasowywane do
zdeformowanej formy pasa.
628
Rys. 5. Doraźne wzmocnienie przekroju podporowego
5.2. Naprawa docelowa
Po przeprowadzeniu szczegółowych analiz i obliczeń stwierdzono, Ŝe wykonane
wzmocnienia stref podporowych nie są wystarczające i zaproponowano dodatkowe
wzmocnienia, (rys. 6). Polegały one na:
- dodaniu blachy wzmacniającej pas górny dźwigara na długości 1,1m. Zastosowano blachę
grubości 20 mm spawaną spoinami odcinkowymi,
- zastosowaniu Ŝeberek z blachy gr. 8 mm w celu przekazania reakcji podporowej
bezpośrednio na środnik blachownicy, wzdłuŜ jego wysokości. Blachy były spawane do
środnika blachownicy i do prętów wzmocnień (C120).
Rys. 6. Dodatkowe wzmocnienia strefy podporowej
629
NaleŜy nadmienić, Ŝe przeprowadzone analizy i obliczenia wykazały:
- wystarczającą nośność dźwigara zarówno na zginanie, jak i na ścinanie,
- niedostateczną nośność śrubowych styków montaŜowych, którą udało się zwiększyć przez
zmianę śrub na łączniki o wyŜszej klasie właściwości mechanicznych.
6. Wnioski
Bezpośrednią przyczyną deformacji dźwigarów z falistym środnikiem było błędne
zaprojektowanie strefy podporowej dźwigarów. W wyniku powstałego na niewielkiej
długości docisku od reakcji podporowej do blachy falistego środnika nastąpiło przekroczenie
jego nośności na działanie siły skupionej i zgniecenie blach środnika. Zastosowane na
podporze Ŝeberka z dwu kątowników L40x4 okazały się niewystarczające do przeniesienia
reakcji podporowej i uległy wyboczeniu.
Jak wykazały obliczenia sprawdzające, nośność środnika falistego obliczona ze wzoru (2)
z uwzględnieniem współpracy zastosowanych słupków podporowych ("Ŝeberek"), była
praktycznie równa reakcji pochodzącej wyłącznie od obciąŜeń stałych. Zwiększenie reakcji
podporowej wskutek działania obciąŜenia śniegiem, który pojawił się w dniu awarii na dachu,
spowodowało znaczące przekroczenie nośności strefy podporowej i opisaną awarię.
Opisany przypadek jest znamienny dla sytuacji panującej na rynku projektowym.
Projektanci, w pogoni za zleceniem, podejmują się zadań niejednokrotnie przekraczających
ich przygotowanie i doświadczenia. Dotyczy to zwłaszcza projektowania konstrukcji
stalowych, szczególnie z elementów innowacyjnych. Inwestorzy z kolei, wybierają spośród
ofert projektowych propozycję najtańszą, nie mając świadomości tego konsekwencji. Do tego
dochodzi praktyczny brak weryfikacji projektów (powszechne koleŜeńskie podpisywanie
projektów na zasadzie wzajemności). Taki stan rzeczy będzie skutkował coraz liczniejszymi
awariami konstrukcji. Wydaje się, Ŝe moŜliwym rozsądnym rozwiązaniem byłoby
wprowadzenie obligatoryjnego obowiązku weryfikacji projektów przez niezaleŜne ciało
złoŜone z rzeczoznawców projektowych.
Literatura
1. Pasternak H., Brańka P.: Zum Tragverhalten von Wellstegträgern. Bauingenieur, 10/1998,
pp. 437-444.
2. Mendera Z., Kuchta K.: Analiza zachowania się stalowych belek z falistym środnikiem w
świetle badań. XLIX Konferencja Naukowa KILiW PAN i KN PZITB, Krynica 2003, T.2,
str. 213-220.
3. Kuchta K.: Nośność i sztywność blachownic o falistych środnikach. Praca doktorska.
Politechnika Krakowska. 2004.
4. Machacek J., Tuma M.: Fatigue life of girders with undulating webs. Journal of
Constructional Steel Research 62 (2006) 168–177.
5. Profile z falistym środnikiem (SIN). Dokumentacja techniczna. Wydawnictwo GZP. Ruda
Śląska, 2004.
6. EN 1993-1-5: 2006. Eurocode 3 - Design of steel structures - Part 1.5: Plated structural
elements. CEN, Brussels.
7. Luo R., Edlund B.: Ultimate Strength of Girders with Trapezoidally Corrugated Webs
Under Patch Loading. Thin-Walled Structures 24(1996) 135-156.
8. PN-80/B-02010. ObciąŜenia w obliczeniach statycznych. ObciąŜenie śniegiem.
9. PN-90/B-03200. Konstrukcje stalowe. Obliczenia statyczne i projektowanie.
630