Здания, сооружения и их устойчивость при пожаре / Европейские нормативные документы (Еврокоды) / DSTU-N B EN 1994-1-2 (Eurokod 4)

прДСТУ-Н Б EN 1994-1-2:201Х

(9) Межа текучості арматурних стрижнів зменшується з підвищенням температури. Їх коефіцієнт зменшення kr, даний в таблиці F.5, залежить від класу пожежі та від положення арматурного стрижня. Коефіцієнт зменшення kr обмежений мінімальним та максимальним значеннями, даними в цій таблиці.

Таблиця F.5: Коефіцієнт зменшення kr межі текучості арматурного стрижня

(9) The yield point of the reinforcing bars decreases with their temperature. Its reduction factor kr is given in Table F.5 and depends on the fire class and on the position of the reinforcing bar. The reduction factor kr is limited by the minimum and maximum values given in this table.

Table F.5: Reduction factor kr of the yield point of a reinforcing bar with

F.2 Зменшений поперечний переріз для розрахунку несучої здатності опорного перерізу на згин MFI,RD-

прДСТУ-Н Б EN 1994-1-2:201Х

F.2 Reduced cross-section for hogging moment resistance MFI,RD-

(1) Значення межі текучості арматурних стрижнів плити перемножується на коефіцієнт зменшення ks, (таблиця F.6), що залежить від межі вогнестійкості та розташування арматурних стрижнів. Коефіцієнт зменшення ks обмежений мінімальним та максимальним значеннями, даними в цій таблиці.

Таблиця F.6 – Коефіцієнт зменшення ks межі текучості арматурних стрижнів у бетонній плиті, де u - відстань від центру арматури до нижньої грані плити, мм, що дорівнює ul або (hc - u) (рисунок F.3)

(1) The yield point of the reinforcing bars in the slab is multiplied by a reduction factor ks given in Table F.6 and depends on the fire class and on the position of the reinforcing bars. The reduction factor ks is limited by the minimum and maximum values given in this table.

Table F.6: Reduction factor ks of the yield point of the reinforcing bars in the concrete slab with u, distance [mm] from the centre of the reinforcement to the lower slab edge, equal to ul or (hc - u) (see Figure F.3).

прДСТУ-Н Б EN 1994-1-2:201Х

(3) Поперечний переріз бетону між полицями зменшено, як показано на рисунку F.3, але розрахункове значення

міцності бетону на стиск fc/γM,fi,c не змінюється залежно від значень межі

вогнестійкості. Значення зменшення

ширини bc,fi та висоти hfi бетону для облицювання дані в таблиці F.7.

Зменшення ширини та висоти обмежені мінімальними значеннями, вказаними в цій таблиці.

Таблиця F.7 - Зменшення поперечного перерізу бетонного облицювання між полицями

(3) The cross-section of the concrete between the flanges is reduced as shown in Figure F.3 but the design value of the compressive concrete strength fc/γM,fi,c does not vary as a function of the fire classes. The

values of the width reduction bc,fi and of the height reduction hfi of the encased concrete

are given in Table F.7. The width and height reductions are limited by the minimum values given in this table.

Table F.7: Reduction of the cross-section of the concrete encased between the flanges.

(4)Для арматурних стрижнів, розташованих в бетоні часткового облицювання профілю, застосовується умова F.1.9.

(5)Захисний шар бетону арматурних стрижнів має відповідати вимогам 5.1.

(6)В зоні дії негативного згинального моменту прийнято, що поперечна сила сприймається сталевою стінкою, яку не враховують під час розрахунку несучої здатності поперечного перерізу при згині.

(7)Опір сталевої стінки дії поперечної сили може бути перевірений, використовуючи розподіл розрахункових значень межі текучості відповідно до F.1.7.

F.3 Сфера застосування

(1) Значення висоти h, ширини bc та площі профілю h bc мають бути не меншими ніж значення, наведені в таблиці F.8.

Примітка. Позначення bC - мінімальне значення ширини b нижньої полиці або ширини бетонної частини полиці, враховуючи товщину стінки eW (рисунок F.1).

(4)For the reinforcing bars situated in the concrete of the partially encased profile, (9) of F.1 applies.

(5)The concrete cover of reinforcing bars should comply with 5.1.

(6)In the areas with hogging bending moments, the shear force is assumed to be transmitted by the steel web, which is neglected when calculating the hogging bending moment resistance.

(7)The shear resistance of the steel web may be verified using the distribution of the design values of yield strength according to

(7)of F.1.

F.3 Field of application

(1) The height h of the profile, bc and the area h bc should be at least equal to the minimum values given in Table F.8.

NOTE: The symbol bC is the minimum value of either the width b of the lower flange or the width of the concrete part between the flanges, web thickness ew included (see Figure F.1).

прДСТУ-Н Б EN 1994-1-2:201Х

Додаток G

(довідковий)

Узагальнена модель для розрахунку вогнестійкості колон з частково облицьованими сталевими перерізами для згинання відносно слабкої осі, що зазнають вогневого впливу з усіх сторін за стандартним температурним режимом

Рисунок G.1: Зменшений поперечний переріз для розрахунку вогнестійкості

G.1 Вступ

(1) Дана розрахункова модель базується на принципах та правилах 4.3.5.1, але розроблена лише для випадку згину відносно осі Z, а саме:

N fi,Rd , z = χz N fi, pl ,Rd ,

(2) Для розрахункового значення пластичного опору осьовому стиску

Nfi,pl,Rd та характеристичного значення жорсткості (EI)fi,eff,z на згин під час пожежі, поперечний переріз поділено на

чотири складові:

-полиці сталевого профілю;

-стінка сталевого профілю;

-бетон облицювання сталевого профілю;

-арматурні стрижні.

(3) Кожна складова може бути оцінена на основі зменшеного характеристичного значення міцності, зменшеного модуля пружності та зменшеного поперечного перерізу залежно від нормованої вогнестійкості R30, R60, R90 або R120.

Annex G

[informative]

Balanced summation model for the calculation of the fire resistance of composite columns with partially encased steel sections, for bending around the weak axis, exposed to fire all around the column according to the standard temperature-time curve.

Figure G.1: Reduced cross-section for structural fire design

G.1 Introduction

(1) This calculation model is based on the principles and rules given in 4.3.5.1, but has been developed only for bending around the axis Z such as:

(G.1)

(2) For the calculation of the design value of the plastic resistance to axial compression

Nfi,pl,Rd and of the effective flexural stiffness (EI)fi,eff,z in the fire situation, the crosssection is divided into four components:

-the flanges of the steel profile;

-the web of the steel profile;

-the concrete contained by the steel profile and

-the reinforcing bars.

(3)Each component may be evaluated on the basis of a reduced characteristic strength, a reduced modulus of elasticity and a reduced cross-section in function of the standard fire resistance R30, R60, R90 or R120.

(4)Розрахункове значення пластичного опору поздовжньому стиску та характеристичного значення жорсткості на згин поперечного перерізу можна визначити згідно з 4.3.5.1.4 та 4.3.5.1.5, збалансованою сукупністю відповідних значень чотирьох складових.

(5)Міцність та деформаційні властивості арматури та бетону за підвищеної температури відповідають вимогам 3.1 та 3.2.

G.2 Полиці сталевого профілю

(1) Середня температура полиці може бути визначена за формулою:

θ f ,t = θo,t + Kt (Am V ) ,

де t – тривалість вогневого впливу, хв.; Am/V – коефіцієнт поперечного перерізу,

м-1, де Am=2(h+b), м та V=h b, м2;

θо,t – температура, °C (таблиця G.1);

kt – емпіричний коефіцієнт (таблиця G.1).

прДСТУ-Н Б EN 1994-1-2:201Х

(4)The design value of the plastic resistance to axial compression and the effective flexural stiffness of the cross-section may be obtained, according to (4) and (5) of 4.3.5.1, by a balanced summation of the corresponding values of the four components.

(5)Strength and deformation properties of steel and concrete at elevated temperatures complies with the corresponding principles and rules of 3.1 and 3.2.

G.2 Flanges of the steel profile

(1) The average flange temperature may be determined from:

(G.2)

where:

t is the duration in minutes of the fire exposure

Am/V is the section factor in m-1, with Am=2(h+b) in [m] and V= h b in [m²]

θо,t is a temperature in °C given in Table G.1

kt is an empirical coefficient given in Table G.1.

(2) Максимальний рівень напруження та модуль пружності за температури θ=θf,t визначаються за формулами:

Fay , f ,t = Fay , f K y ,θ та

EA , F ,T = EA , F KE ,θ ,

де ky,θ та kE,θ за таблицею 3.2

(3) Розрахункове значення пластичного опору осьовому стиску та жорсткості на згин двох полиць сталевого профілю під час пожежі визначаються за:

N fi, pl ,Rd , f = 2(BE f Fay, f ,t )/ γ M , fi,a та

(EI )FI , F ,Z = EA , F ,T (E F B3 )/ 6 ,

(2) For the temperature θ=θf,t the corresponding maximum stress level and the

modulus of elasticity are determined from: (G.3) (G.4)

with ky,θ and kE,θ following Table 3.2 of 3.2.1

(3) The design value of the plastic resistance to axial compression and the flexural stiffness of the two flanges of the steel profile in the fire situation are determined from:

(G.5)

(G.6)

прДСТУ-Н Б EN 1994-1-2:201Х

G.3 Стінка сталевого профілю

(1) Частиною стінки висотою hw,fi, що починається від внутрішньої грані полиці, можна знехтувати (рисунок G.1). Ця висота визначається за формулою:

HW, FI = 0,5(H − 2EF )(1− 1− 0,16(HT H)), де HT дано в таблиці G.2.

Table G.2: Parameter for height reduction of the web

G.3 Web of the steel profile

(1) The part of the web with the height hw,fi and starting at the inner edge of the flange may be neglected (see Figure G.1). This part is determined from:

(G.7)

where Ht is given in Table G.2.

Table G.2: Parameter for height reduction of the web

(1) Зовнішнім шаром бетону товщиною bc,fi при розрахунку можна знехтувати

(рисунок G.1). Товщина bc,fi дана в таблиці G.3, де Am/V – коефіцієнт

перерізу цілого складеного поперечного перерізу, м -1.

(1) An exterior layer of concrete with a

thickness bc,fi may be neglected in the calculation (see Figure G.1). The thickness

bc,fi s given in Table G.3, with Am/V, the section factor in m-1 of the entire composite

cross-section.

(2) Середня температура бетону θc,t дана в таблиці G.4 залежно від коефіцієнта Am/V цілого поперечного перерізу та нормованої межі вогнестійкості.

прДСТУ-Н Б EN 1994-1-2:201Х

(2) The average temperature in concrete θc,t is given in Table G.4 in function of the section factor Am/V of the entire composite cross-section and for the standard fire resistance classes.

(3) За температури θ = θC,T січний модуль бетону визначається за формулою:

EC,SEC,θ = FC,θ / ε CU,θ = FC KC,θ / ε CU,θ ,

де kc,θ та εcu,θ згідно таблиці 3.3.

(4) Розрахункове значення пластичного опору осьовому стиску та жорсткості на згин бетону під час пожежі визначаються за:

N fi, pl ,Rd ,c = 0,86{((H − 2E f − 2Bc, fi ) ×

× (B − Ew − 2Bc, fi )) − As } Fc,θ / γ M , fi,c ,

де As - поперечний переріз арматурних стрижнів та 0,86 - коефіцієнт калібрування.

(EI )FI ,C,Z = EC,SEC,θ[{(H − 2E F − 2BC , FI ) ×

× ((B − 2BC , FI )3 − EW3 ) /12} − IS ,Z ],

(3) For the temperature θ = θC,T the secant modulus of concrete is obtained from: (G.11)

with kc,θ and εcu,θ following Table 3.3 of 3.2.2.

(4) The design value of the plastic resistance to axial compression and the flexural stiffness of the concrete in the fire situation are determined from:

(G.12) where As is the cross-section of the

reinforcing bars, and 0,86 is a calibration factor.

(G.13)

де Is,z - момент інерції арматурних стрижнів відносно центральної осі Z поперечного перерізу.

G.5 Арматурні стрижні

(1) Коефіцієнт зменшення ky,t межі текучості та коефіцієнт зменшення kE,t модуля пружності арматурних стрижнів, визначені залежно від нормованої вогнестійкості та середнього геометричного значення відстані и від осі арматури до зовнішніх граней бетону (таблиці G.5 та G.6).

where Is,z is the second moment of area of the reinforcing bars related to the central axis Z of the composite cross-section.

G.5 Reinforcing bars

(1) The reduction factor ky,t of the yield point and the reduction factor kE,t of the modulus of elasticity of the reinforcing bars, are defined in function of the standard fire resistance and the geometrical average u of the axis distances of the reinforcement to the outer borders of the concrete (see Tables G.5 and G.6).

Таблиця G.5: Коефіцієнт зменшення ky,t границі текучості fsy арматурних стрижнів

Table G.5: Reduction factor ky,t for the yield point fsy of the reinforcing bars

(2) Середнє геометричне значення u відстаней до осі u1 та u2 отримано за:

U = U1 U2 ,

де u1 – відстань від осі зовнішнього арматурного стрижня до внутрішньої грані полиці, мм

u2 – відстань від осі зовнішнього арматурного стрижня до поверхні бетону, мм.

Примітка. Якщо (u1-u2)>10 мм, то U = U2 (U2 +10) ,

або (u2 – u1) > 10 мм, то U = U1(U1 +10).

(3) Розрахункове значення пластичного опору осьовому стиску та жорсткості на згин арматурних стрижнів визначаються за:

N fi, pl ,Rd ,s = As K y,t Fsy / γ M , fi,s ,

(EI )FI , S , Z = KE ,T ES IS , Z ,

G.6 Розрахунок поздовжньої граничної сили за підвищених температур

(1) Відповідно до G.1(4) розрахункове значення пластичного опору поздовжньому стиску та ефективна жорсткість на згин поперечного перерізу під час пожежі визначені за формулою:

(2) The geometrical average u of the axis distances u1 and u2 is obtained from:

(G.14)

where:

u1 is the axis distance from the outer reinforcing bar to the inner flange edge [mm]

u2 is the axis distance from the outer reinforcing bar to the concrete surface [mm]

Note: If (u1-u2)>10 mm, then U = U2 (U2 +10), or (u2 – u1) > 10 mm, then U = U1(U1 +10).

(3) The design value of the plastic resistance to axial compression and the flexural stiffness of the reinforcing bars in the fire situation are obtained from:

(G.15)

(G.16)

G.6 Calculation of the axial buckling load at elevated temperatures

(1) According to (4) of G.1, the design value of the plastic resistance to axial compression and the effective flexural stiffness of the cross-section in the fire situation are determined from:

N fi, pl , Rd = N fi, pl , Rd , f + N fi, pl , Rd , w +

+ N fi, pl , Rd , s + N fi, pl , Rd ,c ,

(EI )FI ,EFF , Z = ϕ F ,θ (EI )FI , F , Z +ϕW,θ (EI )FI , W , Z +

+ϕC,θ (EI )FI ,C , Z +ϕS,θ (EI )FI , S , Z ,

де ϕi,θ - коефіцієнт зменшення залежно від впливу теплових напруження. Значення ϕi,θ дані в таблиці G.7.

Таблиця G.7 - Коефіцієнт зменшення жорсткості на згин

прДСТУ-Н Б EN 1994-1-2:201Х

(G.17)

(G.18)

where ϕi,θ is a reduction coefficient depending on the effect of thermal stresses. The values of ϕi,θ are given in Table G.7.

Table G.7: Reduction coefficients for bending stiffness

N FI ,CR , Z = π 2 (EI )FI ,EFF , Z / Lθ2 ,

де lθ - гранична довжина колони під час пожежі.

(3) Співвідношення для визначення гнучкості:

(4)Використовуючи λθ та криву

поздовжнього згину с згідно з EN 1993-1-1, можна визначити коефіцієнт зменшення χz та розрахункове поздовжнє навантаження для поздовжнього згину під час пожежі визначається за формулою:

N fi, Rd , z = χz N fi, pl , Rd ,

(5) Розрахункові значення несучої здатності елементів при поздовжньому стиску або розрахункові граничні навантаження Nfi,Rd,z наведені на рисунках G.2 та G.3, залежно від граничної довжини lθ, для профілів серії HEA та марки сталі S355, класу бетону C40/50, класу арматури S500 та нормованої вогнестійкості R60, R90 та R120.

(G.19)

where:

lθ is the buckling length of the column in the fire situation.

(3) The non-dimensional slenderness ratio is obtained from:

(G.20)

where:

Nfi,pl,R is the value of Nfi,pi,Rd according to

(1) when the factors γM,fi,a, γM,fi,c and γM,fi,s are taken as 1,0.

(4) Using λθ and the buckling curve c of EN 1993-1-1, the reduction coefficient χz may be calculated and the design axial buckling load in the fire situation is obtained from:

(G.21)

(5) The design values of the resistance of members in axial compression or the design

axial buckling loads Nfi,Rd,z are shown in Figures G.2 and G.3 as a function of the

buckling length lθ for the profile series HEA and the material grades S355 of the steel profile, C40/50 of the concrete, S500 of the reinforcing bars and for the standard fire resistance classes R60, R90 and R120.