Statiskt verkningssätt hos axialbelastade träregler vid ensidig brandpåverkan

mMPiP(n)mir

Jiirgen König

Statiskt verkningssätt hos

axialbelastade träreglar

vid ensidig brandpåverkan

The Mechanical Behaviour of Axially

Loaded Wood Wall Studs in the

Case of Fire on One Side

Trätel<nikCentrum

STATISKT VERKNINGSSÄTT HOS AXIALBELASTADE TRÄREGLAR VID ENSIDIG BRANDPÅVERKAN

The Meohanioal Behaviour of Axially Loaded Wood Wall Studs in the Case of Five on One Side

TräteknikCentrum, Rapport I 8702016

Nyckelord

buckling

five resistance

load bearing capacity meohanioal behavior

studs walls wood

Rapporter från TräteknikCentrum är kompletta sammanställningar av forskningsresultat eller översikter, utvecklingar och studier. Publicerade rapporter betecknas med I eller P och numreras tillsammans med alla utgåvor från Träteknik-Centrum i löpande följd.

Rapporter kan som regel beställas kostnadsfritt i ett exemplar av medlemsföretag. Ytterligare be-ställda exemplar faktureras.

Citat tillätes om källan anges.

Reports issued hy the Swedish Institute for Wood Technology Research comprise complete accoimts for research residts, or summaries, surveys and stu-dies. Published reports hear the designation I or P and are numbered in consecutive order together with all the other publications from the Institute.

Member companies may generally order one copy of any report free of charge. A charge will be made for any further copies ordered.

Extracts from the text may be reproduced provided the source is acknowledged.

TräteknikCentrum betjänar de fem industrigre-narna sågverk, trämanufaktur (snickeri-, trähus-, möbel- och övrig träbearbetande industri), träfi-berskivor, spånskivor och plywood. Ett avtal om forskning och utveckling mellan industrin och Styrelsen för Teknisk Utveckling (STU) utgör grunden för verksamheten som utförs med egna, samverkande och externa resurser. Träteknik-Centrum har forskningsenheter, förutom i Stock-holm, även i Jönköping och Skellefteå.

The Swedish Institute for Wood Technology Re-search serves the five branches of the industry: saw-mills, manufacturing (joinery, wooden houses, fur-niture and other woodworking plants), fibre board, particle board and plywood. A research and deve-lopment agreement between the industry and the Swedish National Board for Technical Development (STU) forms the basis for the Institute's activities. The Institute utilises its own resources as well as those of its collaborators and other outside bodies. Apart from Stockholm, research units are also located in Jönköping and Skellefteå.

Sid

FÖRORD 4 SAMMANFATTNING 5

1. BAKGRUND OCH SYFTE 6 2. EXPERIMENTELLA UNDERSÖKNINGAR 7 2.1 Allmänt 7 2.2 Provkroppar och p r o v n i n g s u t r u s t n i n g 8 2.3 Provningsgenomförande och r e s u l t a t 11 2.4 Utvärdering 25 2.41 Böjstyvhet 25 2.42 Spänningar i m i t t s n i t t e t v i d b r o t t 26 3. BERÄKNINGSMODELLER 28 3.1 T r y c k t stång med ledade ändupplag 28

3.2 T r y c k t stång med c y l i n d e r f o r m a d e konvexa ändytor 30

3.21 K r i t i s k t r y c k k r a f t 30 3.22 E x c e n t r i s k t r y c k k r a f t 30 3.23 Bestämning av den i d e e l l a r a d i e n av regelns ändytor 31

3.24 Inverkan av regeltvärsnittet 37 3.25 Inverkan av regelns längd 40 3.26 Fullständigt u t t r y c k för den i d e e l l a r a d i e n 40 3.27 Upplagslutningens i n v e r k a n på bärförmågan 41 3.28 Överlagring av a x i a l k r a f t och t r a n s v e r s a l b e l a s t n i n g 42 4. SLUTSATSER 44 REFERENSER 46 SUMMARY 47 APPENDIX A l Bestämning av den k r i t i s k a t r y c k k r a f t e n för en stång

med c y l i n d e r f o r m a d e konvexa ändytor.

APPENDIX A2 E x c e n t r i s k t t r y c k t stång med c y l i n d e r f o r m a d e konvexa 52 ändytor.

APPENDIX A3 I n v e r k a n av l u t a n d e u p p l a g s p l a t t o r hos t r y c k t stång 56 med c y l i n d e r f o r m a d e konvexa ändytor.

APPENDIX A4 E x c e n t r i s k a x i a l k r a f t och t r a n s v e r s a l l a s t hos stång 57 med c y l i n d e r f o r m a d e konvexa ändytor.

FÖRORD

Undersökningarna som är b e s k r i v n a i denna r a p p o r t i n i t i e r a d e s av önskemå-l e n hos företrädare för i n d u s t r i n a t t förbättra dagens metoder för dimen-s i o n e r i n g av dimen-småhudimen-sväggar v i d brand. U r dimen-s p r u n g l i g e n hade man p l a n e r a t a t t studera problemet endast e x p e r i m e n t e l l t . V i d utvärderingen av försöken framkom dock en d e l fenomen som krävde s i n förklaring medelst t e o r e t i s k a s t u d i e r . Jag t a c k a r B i r g i t östman för hennes stöd v i d genomförandet av d e t t a a r b e t e .

Provningarna genomfördes av Claes K u l l b e r g v i d Avdelningen för Stålbygg-nad, KTH. Joakim Norén hjälpte t i l l v i d provningen och utvärderingen. Bo Källsner v a r en värdefull och k r i t i s k s a m t a l s p a r t n e r .

F i g u r e r n a r e n r i t a d e s av P i D r a g o j e v i c och r e n s k r i v n i n g e n av manuskriptet utfördes av Yvonne Larsson och Anne-Lie Drugge.

A r b e t e t f i n a n s i e r a d e s inom Träteks ramprogram med medel från träbranschen och S t y r e l s e n för t e k n i s k u t v e c k l i n g (STU).

Jag v i l l framföra e t t varmt t a c k t i l l a l l a som b i d r a g i t t i l l d e t t a arbete, Stockholm, j a n u a r i 1987

brand för a t t åstadkomma säkerhet mot b r a n d s p r i d n i n g . En av

förutsättningarna för a t t brandmotståndet hos en yttervägg är säkerställt, är a t t dess bärförmåga upprätthålls.

Med s y f t e a t t studera träreglars s t a t i s k a verkningssätt genomfördes en försöksserie med a x i a l b e l a s t a d e träreglar. Brandens i n v e r k a n på träreglar-na simulerades v i d försöken genom a t t r e g e l n hyvlades av på brandsidan. O l i k a upplagsförhållanden studerades såsom användning av sylltätningsl i s t e r av cesylltätningslsylltätningslgummi och sylltätningsl u t a n d e uppsylltätningslag r e s p e k t i v e sylltätningsl u t a n d e underram av t a k -s t o l e n . Sex av provkropparna be-stod av ma-s-siva r e g l a r 120 x 45 mm och två av lättreglar bestående av flänsvirke och l i v av träfiberskiva. I s a m t l i g a

f a l l v a r r e g l a r n a sammansatta med k o r t a v i r k e s b i t a r motsvarande s y l l och hammarband. Provkropparna placerades v i d provningen mellan s t y v a r o t a -tionsförhindrade u p p l a g s p l a t t o r , v i l k e t s k u l l e e f t e r l i k n a förhållandena i en småhuskonstruktion.

I den t e o r e t i s k a delen av undersökningen studeras två beräkningsmodeller. I den ena modellen antas a t t r e g e l n s ändupplag är ledade. Med hjälp av denna b e r ä k n i n g s m o d e l 1 kan d e t s t a t i s k a verkningssättet e j tillfredsstäl-lande b e s k r i v a s . I den andra beräkningsmodellen antas r e g e l n vara placerad mellan s t y v a ändplattor som v i d försöken. Regelns ändytor i d e a l i s e r a s där-v i d som c y l i n d e r f o r m a d e kondär-vexa y t o r där-varigenom en r u l l a n d e rörelse b l i r möjlig v i d f o r t s k r i d a n d e b e l a s t n i n g och d e f o r m a t i o n e r . T e o r e t i s k a lösning-ar härleds för o l i k a l a s t f a l l och r a n d v i l l k o r . För a t t man s k a l l kunna tillämpa dessa bestäms, med hjälp av p r o v n i n g s r e s u l t a t e n , i d e e l l a r a d i e r för a t t b e s k r i v a ändytornas geometriska u t f o r m n i n g . E t t a p p r o x i m a t i v t u t t r y c k för den i d e e l l a r a d i e n är u t f o r m a t så a t t d e t kan användas även v i d andra tvärsnitt och längder.

Med hjälp av p a r a m e t e r s t u d i e r undersöks i n v e r k a n av underlagets l u t n i n g och i n t e r a k t i o n e n mellan a x i a l k r a f t och t r a n s v e r s a l b e l a s t n i n g . R e s u l t a t e n v i s a r a t t båda l a s t a n d e l a r n a kan överlagras genom tillämpning av linjär

i n t e r a k t i o n .

Brandprovning kan således utföras separat för a x i a l och t r a n s v e r s a l b e -l a s t n i n g . Genom a t t man bestämmer bärförmågan v i d en v i s s brandmotstånds-t i d b l i r d e brandmotstånds-t möjligbrandmotstånds-t a brandmotstånds-t brandmotstånds-t dimensionera en brandmotstånds-träregel i b r a n d f a l l e brandmotstånds-t för god-t y c k l i g a l a s god-t e r och l a s god-t k o m b i n a god-t i o n e r .

1. BAKGRUND OCH SYFTE

Dimensionering av byggnadsdelar v i d brand är i d a g en självklar d e l av p r o j e k t e r i n g s a r b e t e t . För a t t erhålla säkerhet mot b r a n d s p r i d n i n g är d e t v i k t i g t a t t särskilt husytterväggar uppvisar tillräckligt s t o r t brand-motstånd .

Brandmotståndet hos en vägg är dess förmåga a t t fungera som barriär mot brand. Hos väggar med e n b a r t a v s k i l j a n d e f u n k t i o n är brandmotståndet be-roende d e l s av väggens i s o l e r i n g för a t t begränsa värmeflödet genom väggen, d e l s av dess täthet mot eldslågor e l l e r heta gaser. Hos bärande väggar begränsas brandmotståndet dessutom av förmågan a t t kunna bära väggens b e l a s t n i n g .

Hos bärande ytterväggar i småhus och l i k n a n d e byggnader utgörs b e l a s t n i n g -en av a x i a l - och t r a n s v e r s a l b e l a s t n i n g . Dessa l a s t e r härrör exempelvis från e g e n v i k t e r och snölaster på t a k e t , n y t t i g l a s t på vindsvåningen och v i n d l a s t e r på väggarna.

B e l a s t n i n g e n på väggen v a r i e r a r i r e g e l från f a l l t i l l f a l l . Snölasterna på t a k e t och v i n d l a s t e r n a är beroende av i v i l k e n d e l av l a n d e t huset är beläget, och de n y t t i g a l a s t e r n a är beroende av v i l k e n hustyp d e t är fråga om. Det är därför önskvärt a t t dimensioneringen av väggarna v i d l a s t f a l l e t brand genomförs så a t t uppträdande l a s t e r och o l i k a kombinationer av dessa kan beaktas. En dimensioneringsmetod s k a l l också kunna underlätta a t t

o l i k a p a r t i a l k o e f f i c i e n t e r tillämpas, v i l k e t är v i k t i g t i samband med ex-p o r t av småhus.

Brandmotståndet hos "lätta" väggkonstruktioner såsom träregelväggar be-stäms i d a g i Sverige i r e g e l genom brandprovning i f u l l s k a l a . För a t t förenkla provningen b e l a s t a s väggen i r e g e l med enbart a x i e l l a k r a f t e r som e m e l l e r t i d , för a t t beakta förekomsten av t r a n s v e r s e l l a l a s t e r , anbringas med en v i s s e x c e n t r i c i t e t . Väggens upplag utförs därvid som l e d e r / 1 / . Detta förfarande l e d e r i en d e l f a l l t i l l r e s u l t a t som innebär en k r a f t i g u n d e r s k a t t n i n g av k o n s t r u k t i o n e n s bärförmåga eftersom d e t s t a t i s k a v e r k -ningssättet i en v e r k l i g k o n s t r u k t i o n e j e f t e r l i k n a s på rätt sätt.

S y f t e t med den e x p e r i m e n t e l l a delen av den i denna r a p p o r t behandlade un-dersökningen v a r a t t studera r e g l a r n a s s t a t i s k a verkningssätt. Själva branden och dess e f f e k t e r , förkolningen och t e r m i s k a e f f e k t e r på hållfasthet och s t y v h e t av d e t r e s t e r a n d e tvärsnittet, simulerades därvid k v a l i -t a -t i v -t genom a -t -t r e g l a r n a hyvlades av på brandsidan.

S y f t e t med den t e o r e t i s k a delen av undersökningen v a r d e l s a t t kunna för-k l a r a a l l a fenomen som observerades v i d provningen, d e l s a t t för-kunna behand-l a även andra behand-l a s t t y p e r och behand-l a s t k o m b i n a t i o n e r och därigenom kunna minimera a n t a l e t försök.

De t e r m i s k a e f f e k t e r n a på hållfasthet och s t y v h e t v a r e j föremål för denna undersökning. Det är angeläget a t t dessa undersöks separat så a t t r e s u l t a -ten kan användas v i d en t e o r e t i s k behandling av problemet och brandförsök kan begränsas.

2.1 Allmänt

I många f a l l utgörs r e g e l v e r k e t i bärande ytterväggar i småhus idag av massiva v e r t i k a l a r e g l a r och utanpåliggande h o r i s o n t e l l a r e g l a r . Skiv-beklädnaden på u t s i d a n f u n g e r a r som vindskydd och, då h o r i s o n t e l l a r e g l a r

saknas, även som knäckavstyvning, för a t t förhindra r e g l a r n a s knäckning i i väggens p l a n . Mycket v a n l i g a regeldimensioner är idag 45 x 120 mm och 45 x 170 mm. Dessa r e g l a r l i g g e r i de f l e s t a f a l l inom hållfasthetsklassen Ö-virke e n l i g t SBN 1980 /2/. I a l l t större o m f a t t n i n g förekommer väggar som är uppbyggda av lättbalkar (lättreglar), v i l k a exempelvis är

sammansatta I-tvärsnitt bestående av k l e n t flänsvirke och träfiberskiva som l i v . I dessa väggar monteras vindskyddsskivan d i r e k t mot lättreglarnas y t t r e fläns. Väggarna är f y l l d a med m i n e r a l u l l för a t t åstadkomma god värmeisolering.

V i d brand b i l d a r den i n r e skivbeklädnaden den första barriären, som e f t e r en v i s s t i d b r i n n e r upp e l l e r f a l l e r ner från väggen, se t ex /3/ (Norén & Östman, 1985). Därmed är de bärande v e r t i k a l a r e g l a r n a d i r e k t u t s a t t a för branden. Då m i n e r a l u l l e n skyddar r e g l a r n a s s i d o r mot branden sker

avbränningen huvudsakligen från väggens i n s i d a , se f i g u r 2.1. S y f t e t med de här redovisade provningarna v a r a t t studera d e t mekaniska deforma-t i o n s - och b r o deforma-t deforma-t b e deforma-t e e n d e deforma-t hos a x i a l b e l a s deforma-t a d e deforma-tvärsnideforma-tdeforma-t u deforma-t s a deforma-t deforma-t a för e n s i d i g brand. Av dessa skäl simulerades brandförloppet genom a t t tvärsnittet s u c c e s s i v t hyvlades av, så a t t r e g e l n s e f f e k t i v a tvärsnitt b l e v a l l t mindre. Avbränningshastigheten är något större v i d hörn, varför d e t e f f e k t i v a tvärsnittets begränsning är något rundad på brandsidan. Detta har dock i n t e beaktats v i d provningen, eftersom d e t p r i n c i p i e l l a beteendet hos provkropparna i n t e påverkas. Reglarnas r e s p e k t i v e flänsarnas tvärsnitt var således rektangulära i s a m t l i g a p r o v n i n g s s t a d i e r .

Figur 2.1.

Brandskede e f t e r b o r t f a l l av den i n r e väggbeklädnaden.

Eftersom upplagsförhållandena i p r a k t i k e n kan v a r i e r a avsevärt undersöktes v i d provningen även deras i n v e r k a n på r e g l a r n a s verkningssätt. För a t t ästadkomma täta hus p l a c e r a s i d a g tätningslister av cellgummi mellan s y l l

r e s p e k t i v e hammarband och anslutande k o n s t r u k t i o n s d e l a r . En l u t n i n g av u n d e r l a g e t e l l e r nedböjning av t a k s t o l e n kan medföra a t t lastinföringen b l i r mycket e x c e n t r i s k .

2.2 Provkroppar och p r o v n i n g s u t r u s t n i n g

Två t y p e r av provkroppar undersöktes. V a r j e provkropp bestod av en r e g e l med längden 2400 mm och 250 mm långa och 45 mm t j o c k a b i t a r motsvarande

s y l l och hammarband i den v e r k l i g a k o n s t r u k t i o n e n .

De sex provkropparna av t y p 1 bestod av massiva träreglar av f u r u v i r k e inom hållfasthetsklass Ö-virke med dimensionen 45 x 120 mm. V i r k e t för s y l l och hammarband hade samma dimension och låg i samma hållfasthets-k l a s s . Spihållfasthets-kförbandet bestod av 2 s t s p i hållfasthets-k a r 100 x 3,4, slagna vinhållfasthets-kelrätt genom s y l l och hammarband i r e g l a r n a s ändträ. Hos f y r a av provkropparna

förekom sylltätningsband av cellgummi (AB Värnamo Gummifabrik), som fästes mot s y l l och hammarband med häftklammer, se sammanställning i t a b e l l 2.1

och f i g u r 2.2. Hos provkropparna där tätningsbandet v a r smalare än v i r k e t , placerades d e t c e n t r i s k t . Specimen ® Specimen 77 ////////7yT77.

®

(D

X

F i g u r 2.2. Upplagsutföranden v i d provningen. Den övre u p p l a g s p l a t t a n är h o r i s o n t e l l hos s a m t l i g a prov.

Prov Regel Syll/hammarband Sylltätning L u t n i n g av undre upp-l a g s p upp-l a t t a {%) Anmärkningar 1 45 X 120 45 X 120 - 0 2 45 X 120 45 X 120 70 X 10 0 3 45 X 120 45 X 120 120 X 10 0 4 45 X 120 45 X 120 - 3,5 5 45 X 120 45 X 120 120 X 10 3,5 6 45 X 120 45 X 120 70 X 10 3,5 7 H 200 MB H 200 MS 120 X 10^) 0 Lättregel 8 H 200 MB H 200 MS 120 X lOa) 3,5 - " - b) a) Uppskuren och monterad e n l i g t f i g u r 2.2.

b) L i v s k a r v 260 mm från nedre regelände.

De två provkropparna av t y p 2 bestod av lättreglar, t y p Masonite Byggsystem, t i l l v e r k a d e av Swanboard Masonite AB med längden 2400 mm och regelhöjden 200 mm. Flansarnas mått v a r 45 x 45 mm och b o a r d l i v e t s t j o c k l e k 6,4 mm. A l l a mått är n o m i n e l l a . Flänsarna v a r av g r a n v i r k e och låg e n l i g t t i l l v e r k a r e n s u p p g i f t e r lägst i hållfasthetsklass T I 8 medan l i v e t låg lägst i

hållfasthetsklass Kl3. Huruvida provkropparna motsvarade dessa u p p g i f t e r k o n t r o l l e r a d e s i n t e . S y l l och hammarband bestod av r e g e l v i r k e 45 x 70 mm och l i v e t av träfiberskiva med t j o c k l e k e n 8 mm. Även här gäller samma

m i n i m i k v a l i t e t som v i d r e g l a r n a . Sylltätningsbandet 120 x 10 mm delades i m i t t e n och fästes mot s y l l och hammarband med e t t kantavstånd om 10 mm ( f i g u r 2.2.).

Provningsmaskinen för a x i a l k r a f t b e l a s t n i n g v a r en h y d r a u l i s k press (Losen-hausen) med l a s t k a p a c i t e t e n 6000 kN. Den v a r försedd med s t y v a rotationsför-hindrade ändplattor. V i d f y r a av proven l u t a d e s den undre u p p l a g s p l a t t a n 3,5 procent så a t t den odeformerade provkroppen hade k o n t a k t med u n d e r l a g e t på

"brandsidan".

Den undre u p p l a g s p l a t t a n placerades på t r e l a s t c e l l e r (Alexen Load I n d i c a -t o r , k a p a c i -t e -t 50 kN) för a -t -t man s k u l l e kunna bes-tämma a x i a l k r a f -t e n s läge, se f i g u r 2.3. Med beteckningarna e n l i g t f i g u r e n är den bestämd som

d = -aA - bB + cC _N

Måtten a, b och c framgår av t a b e l l 2.2.

Knäckning i r e g e l n s veka r i k t n i n g förhindrades med hjälp av sidostöd med g l i d l a g e r av t e f l o n r e m s o r i m i t t e n och i fjärdedelspunkterna. Hos proven 7 och 8 v a r endast den y t t r e ("av branden opåverkade") flänsen stagad på d e t t a sätt.

Förskjutningen i r e g e l n s s t y v a r i k t n i n g mättes på h a l v a höjden med hjälp av en lägesgivare av t y p v r i d p o t e n t i o m e t e r (Novotechnik) med en noggrannhet bättre än ± 0,025 mm.

10 X A XB Figur 2.3. P l a c e r i n g av l a s t c e l l e r för bestämning av a x i a l k r a f t e n s läge. T a b e l l 2.2. P l a c e r i n g av l a s t c e l l e r . Prov a b c mm mm mm 1 - 6 154 33,9 33,4 7, 8 240 0 0

På s a m t l i g a provkroppar placerades även en t r a n s v e r s a l b e l a s t n i n g i s t y v a r i k t n i n g e n för a t t kunna bestämma böjstyvheten, se f i g u r 2.4. Då den

t r y c k t a flänsen var b o r t t a g e n hos provkropparna 7 och 8, fördes l a s t e n ned på den dragna flänsen med hjälp av två träklotsar på ömse s i d o r om l i v e t . Lasten påfördes med h y d r a u l i s k domkraft och mättes med en l a s t c e l l . De uppmätta lastvärdena hade noggrannheten ± 20 N.

(200) 100

P/2

P/2

6 6 6

6^^

Figur 2.4. System och b e l a s t n i n g för bestämning av böjstyvhet.

2.3 Provningsgenomförande och r e s u l t a t

Provkropparna k o n d i t i o n e r a d e s i klimatkammare v i d 20* och 65 \ r . f . under c i r k a en vecka. Provningen påbörjades även om d e t i n t e v a r säkert a t t jäm-v i k t s f u k t k jäm-v o t hade uppnåtts. Anledningen t i l l d e t t a jäm-v a r a t t d e t i första hand v a r b r o t t b e t e e n d e t som s k u l l e s t u d e r a s . B r o t t l a s t e n av a x i a l b e l a s t a d e r e g l a r med s t o r s l a n k h e t är huvudsakligen beroende av böjstyvheten, jämför formeln för E u l e r l a s t e n . Då f u k t k v o t e n s i n v e r k a n på böjstyvheten är vä-s e n t l i g t mindre än på hållfavä-stheten kan a v v i k e l vä-s e r från jämviktvä-sfuktkvoten försummas. Fuktkvot och t o r r d e n s i t e t bestämdes hos prov tagna ur v i r k e t nära brottstället och r e d o v i s a s i t a b e l l 2.3.

T a b e l l 2.3. Provkropparnas träslag, f u k t k v o t och t o r r d e n s i t e t . Prov Träslag F u k t k v o t u \ T o r r d e n s i t e t Oqu kg/m-^ 1 Furu 14,2 449 2 II 14,4 393 3 • _14,6 424 4 u 14,2 422 5 M _13,8 384 6 II _13,9 437 7 Gran 14,0 369 8 II _14,1 355

12

Provkropparna provades först med t r a n s v e r s a l l a s t och sedan med a x i a l l a s t . Därefter avlägsnades e t t s k i k t av m a t e r i a l e t på r e g e l n s brandsida med hjälp av sticksåg och e l h y v e l . V i d prov 1 började tvärsnittsminskningen 200 mm från regelns ändar, v i d övriga prov började minskningen 100 mm från regelns ändar, j f r f i g u r 2.4. M a t e r i a l e t hyvlades av i steg på 5 mm v i d prov 1 och 10 mm hos övriga prov. A v v i k e l s e r från d e t t a , i s l u t s k e d e t nära b r o t t , framgår av t a b e l l 2.4. Tvärsnittsminskningen hos prov 7 och 8

(lättreglar) framgår av f i g u r 2.5. T a b e l l 2.4. R e s u l t a t för b r o t t s t a d i e t

Prov Tvärsnittshöjd M a x i m i l a s t B r o t t l a s t Tid Kantavstånd för N v i d b r o t t före b r o t t a) h h _{^max Nu} d mm mm kN kN mm 1 55 60 13,0 12,80 0 18,8 2 50 60 13,0 9,22 0 15,2 3 55 60 13,0 12,36 0 17,9 4 60 60 13,0 13,00 2 h, 1 0 , 3 c ) 4 min 19,OC) 5 55 55 13,0 13,00 8 min 19,OC) 6 54,5 60 13,0 11,07 0 17,7 7 85 110 18,0 12,92 0 15,4 8 135 160^3) 18,0 17,81 0 23,7

a) Detta tvärsnitt höll maximilasten under minst 5 minuter b) Utan fläns.

c) V i d s l u t e t av krypningsskedet, se f i g u r 2.13.

h= 160 h = 160 h = 85

Vid provningen med t r a n s v e r s a l b e l a s t n i n g e n l i g t f i g u r 2.4 r e g i s t r e r a d e s l a s t och nedböjning v i d heltalsvärden för mittnedböjningen t i l l s den v a r 5 mm, varpå provkroppen a v l a s t a d e s omedelbart. B e l a s t n i n g s h a s t i g h e t e n av-passades så a t t h e l a pålastningen pågick under m i n s t 2 minuter. E t t exem-pel på d e t uppmätta sambandet m e l l a n l a s t och mittnedböjning redovisas i

f i g u r 2.6.

PROV 1

w (inin)

O 5 10

F i g u r 2.6. Exempel på samband m e l l a n t r a n s v e r s a l l a s t och mittnedböjning v i d o l i k a tvärsnittshöjder.

Därefter placerades provkroppen i provningsanordningen för a x i a l b e l a s t -n i -n g . Laste-n påfördes med k o -n s t a -n t h a s t i g h e t t i l l s m a x i m i l a s t e -n 13 kN res-p e k t i v e 18 kN v a r ures-pres-pnådd e f t e r ca 4 m i n u t e r . Mätvärdena från l a s t c e l l e r och förskjutningsgivare r e g i s t r e r a d e s v i d v a r j e l a s t s t e g om 1 kN. När m a x i m i l a s t e n v a r uppnådd, hölls den k o n s t a n t under 5 minuter och

mätvärdena r e g i s t r e r a d e s e f t e r v a r j e minut. Därefter a v l a s t a d e s provkroppen omedelbart.

M a x i m i l a s t e n valdes som något mindre än den tillåtna l a s t e n e n l i g t SBN 1980 121. Denna v a r beräknad med avseende på knäckning i den s t y v a r i k t n i n g e n hos provkropparna av t y p 1 och hade s t o r l e k e n 13,7 kN. Den tillåtna l a s t e n med avseende på t r y c k vinkelrätt f i b r e r n a är hos dessa provkroppar 10,8 kN, v i l k e t således överskreds v i d provningen. Den tillåtna a x i a l l a s t e n för provkropparna av t y p 2, d v s lättbalkarna, är

e n l i g t t i l l v e r k a r e n s u p p g i f t e r 18,8 kN. D i m e n s i o n e r i n g s k r i t e r i u m är i d e t t a f a l l t r y c k vinkelrätt f i b r e r n a hos s y l l r e s p e k t i v e hammarband.

Hos f l e r t a l e t av provkropparna inträffade b r o t t e t redan innan hela a x i a l -l a s t e n hade påförts. Hos två av proven, där maximi-lasten hö-l-ls under 5 minuter, v a r d e t dock t y d l i g t a t t p r o v e t s k u l l e krypa t i l l b r o t t även utan y t t e r l i g a r e tvärsnittsminskning. Hos prov 4 t o g denna k r y p n i n g över två timmar. R e s u l t a t e n för b r o t t l a s t e r N^, tvärsnittshöjd hg v i d b r o t t och e t t tvärsnittsstadium före b r o t t samt t i d e n som maximilasten lij^ax hölls anges i t a b e l l 2.4.

Sambanden mellan a x i a l l a s t och mittutböjning redovisas i f i g u r 2.7.a-g. R e s u l t a t e n för prov 8 redovisas e j . Anledningar för d e t t a är a t t före-komsten av en l i v s k a r v nära d e t nedre upplaget påverkade utböjningsformeL så mycket a t t den maximala utböjningen e j inträffade i m i t t e n , se nedan. För a t t belysa de o l i k a r a n d v i l l k o r e n s i n v e r k a n på deformationerna hos prov 1 - 6 redovisas dessutom kurvorna för dessa provkroppars minsta tvär-s n i t t tvär-separat i f i g u r 2.8. V i d jämföreltvär-se av de tämligen linjära d e l a r n a hos kurvorna v i d början av b e l a s t n i n g e n noteras a t t provkropparna 1 och 4, som e j v a r försedda med sylltätningslister, uppvisade de minsta förskjutningarna. Därefter följde provkropparna 3 och 5 med 120 mm breda s y l l -tätningslister. De största förskjutningarna förekom hos provkropparna 2 och 6, som v a r försedda med 70 mm breda sylltätningslister. Hos s a m t l i g a t r e par r e g i s t r e r a d e s den största förskjutningen hos r e s p e k t i v e provkropp med l u t a n d e u p p l a g s p l a t t a .

F i g u r 2.7 a-g. Samband mellan a x i a l k r a f t och mittutböjning v i d o l i k a tvär-snittshöjder H 13 1 1 2 0 1 1 5 1 1 0 1 0 5 1 0 0 9 5 9 0 8 5 8 0 7 5 7 0 6 5 6 0 5 5 PROV 1 Figur 2.7 a.

O 5 10 Figur 2.7 b. PROV 3 5 5 O 5 10 F i g u r 2.7 c.

16 H 120 110 lOO 90 80 70 6 0 O 5 10 Figur 2.7 d. H 120 I I O lOO 90 SO 70 6 0 _{5 5} PROV 5 O 5 10 F i g u r 2.7 e,

H 120 110 lOO 90 BO 70 60 5 5 O 5 10 Figur 2.7 f.

Vmax ^^^^

18 13 -1 4-60^ z i ^ ^ 10 5 A

N — - X

/ / / '"X^-^o

/ / / / /

Figur 2.8. Samband mellan a x i a l k r a f t och mittutböjning hos minsta tvär-s n i t t för prov 1 - 6 .

V i d t i l l t a g a n d e b e l a s t n i n g observerades a t t r e g l a r n a s ändar r o t e r a d e så a t t kontakten med u n d e r l a g s p l a t t a n koncentrerades a l l t m e r mot r e g l a r n a s y t t r e k a n t , medan en s p a l t öppnades mellan r e g e l och s y l l r e s p e k t i v e s y l l och u p p l a g s p l a t t a pä den motsatta sidan, se f i g u r 2.9 och 2.10. Spalten öppnades i närheten av b r o t t ända t i l l m i t t e n av tvärsnittet. Det är a l l d e l e s uppenbart a t t a x i a l l a s t e n s läge förflyttades i r i k t n i n g mot regelns y t t r e kant under provningen.

De p r i n c i p i e l l a förhållandena rörande a x i a l k r a f t e n s läge och r e g e l n s u t -böjning v i s a s i f i g u r 2.11. Läget för a x i a l k r a f t e n och den geometriska tyngdpunkten i m i t t e n v i s a s för maximal a x i a l l a s t för de o l i k a tvärsnitts-s t a d i e r n a i f i g u r 2.12 med heldragna k u r v o r . De tvärsnitts-s t a d i e r där maximilatvärsnitts-sten i n t e uppnåddes är markerade med streckade k u r v o r . Avståndet mellan de två kurvorna i diagrammen r e p r e s e n t e r a r hävarmen för böjmomentet i m i t t e n .

F i g u r 2.9. Deformationer v i d d e t övre h o r i s o n t e l l a upplaget av prov 4-60 v i d m a x i m i l a s t . F i g u r 2.10. Deformationer v i d d e t nedre lutande upplaget av prov 4-60 v i d m a x i m i l a s t .

20

A

F i g u r 2.11.

Läget för a x i a l k r a f t e n xjq och den geometriska tyngdpunkten XQQ för m i t t s e k t i o n e n i utböjt läge.

F i g u r 2.12 a-h.

Läget för a x i a l k r a f t e n x^ v i d regelns undre upplag samt läget för den geometriska tyngdpunkten XQQ i m i t t e n . Kurvorna avser maximal a x i a l k r a f t utom på de streckade d e l a r n a , där m a x i m i l a s t e n e j uppnåddes.

120 100 50 ^ 120 100 j 50 i Prov 1 _{Prov 2} 50 100 150 50 /////// 100 150 X X [ m m ] N Lb Figur 2.12 a. _{Figur 2.12 b.}

Prov 3 Figur 2.12 c. x . , , x _ ^ [mm] N CG Prov 4 F i g u r 2.12 d. N ' * C G

22 Prov 5 50 100 X j ^ . x ^ Q [mm] 150 200 F i g u r 2.12 e. F i g u r 2.12 f 120 n 100 50 -Prov 6 50 'CG ^ 100 x ^ . x ^ ^ I m m l 150 200

y/. . . . . , , ,v , -200 E E 100 60 Prov 7 200 100 Prov 8 100 200 100 200 [mm] [mm] Figur 2 . 1 2 g. Figur 2 . 1 2 h.

Diagrammen v i s a r a t t a x i a l k r a f t e n s läge v i d h e l t tvärsnitt är beroende av u p p l a g s v i l l k o r e n . V i d h o r i s o n t e l l u p p l a g s p l a t t a stod l a s t e n mycket nära m i t t e n i de f a l l då g u m m i l i s t e r användes (prov 2 och 3 ) , medan den i n t o g e t t mer e x c e n t r i s k t läge v i d prov 1 , där s y l l e n s styvhetsegenskaper hade s t o r i n v e r k a n . V i d försöken med l u t a n d e u p p l a g s p l a t t a v a r l a s t e n s

e x c e n t r i c i t e t betydande men tämligen oberoende av övriga upplagsförhållanden.

A x i a l k r a f t e n s förflyttning under pålastning v i d provkropparnas s i s t a tvärs n i t t tvärs tvärs t a d i u m v i tvärs a tvärs i f i g u r 2.13. Prov 8 har e j t a g i t tvärs med eftertvärsom b r o t t -orsaken v a r l i v e t s försvagning nära d e t nedre upplaget, se nedan.

För prov 4, som uppvisade en k r y p n i n g s t i d på över 2 timmar innan b r o t t inträffade, redovisas även dessa två s t o r h e t e r som f u n k t i o n av t i d e n , räknat från den t i d p u n k t då m a x i m i l a s t e n påförts, se f i g u r 2.14.

Hos lättreglarna, prov 7 och 8, observerades t y d l i g a b u c k l o r i l i v e t e f t e r det a t t ena flänsen t a g i t s b o r t och l i v e t därmed hade en f r i kant. E f t e r

y t t e r l i g a r e minskning av tvärsnittshöjden förekom inga s y n l i g a b u c k l o r , eftersom l i v e t s s l a n k h e t avtog. I s l u t s k e d e t av provningen inleddes k o l l a p s genom t r y c k b r o t t i l i v e t .

2k ° 1-55 o 2 - 5 0 ^ 3 - 5 5 o 4 - 6 0 v 5 - 5 5 + 6 54,5 X 7-85 20 10 -O 5 10 N [kN] 15

Figur 2.13. A x i a l k r a f t e n s läge som f u n k t i o n av b e l a s t n i n g e n v i d provens minsta tvärsnittsstadium. 180 160 ^ - i . KO 120 ^ 100 80 CG. O R 1,0 1,5 Tid [h] 2,0 2,5

F i g u r 2.14. Krypningsskede före b r o t t v i d prov 4. Läget för a x i a l k r a f t e n och balktvärsnittets geometriska tyngdpunkt som f u n k t i o n av t i d e n för m a x i m i l a s t .

L i v s k a r v e n hos prov 8, som v a r p l a c e r a d 260 mm från r e g e l n s nedre ände, påverkade deformationsbeteendet avsevärt, v i l k e t accentuerades y t t e r l i g a r e på grund av u p p l a g s p l a t t a n s l u t n i n g . När 40 mm av ena flänsen hade h y v l a t s b o r t förmådde l i v e t i n t e f o r a över l a s t e n t i l l den andra hela flänsen, som i början i n t e hade k o n t a k t med den l u t a n d e u p p l a g s p l a t t a n . Deformationerna b l e v e m e l l e r t i d så s t o r a a t t hela flänsen s n a r t s t o d hårt mot u n d e r l a g e t och a x i a l l a s t e n hade förflyttat s i g t i l l flänsen. E f t e r d e t a t t de s i s t a flänsresterna t a g i t s b o r t befann s i g a x i a l l a s t e n ungefär i samma läge som vid prov 7, j f r f i g u r 2.12.g och h. I motsats t i l l prov 7 kunde

tvärsnittsminskningen dock i n t e d r i v a s l i k a långt, beroende på den l o k a l a försvagningen v i d l i v s k a r v e n .

2.4 Utvärdering 2.41 B o j s t y v h e t

Vid försöken med t r a n s v e r s a l b e l a s t n i n g e n r e g i s t r e r a d e s nedböjningen i b a l -kens m i t t samt i y t t e r l i g a r e f y r a punkter, se f i g u r 2.4. Böjstyvheten kan med hjälp av dessa förskjutningsvärden bestämmas som medelvärde inom mät-längderna £^ = 600 mm och S,^ = 2000 mm. Inom mätlängden är böjmomentet k o n s t a n t . Således gäller

V i

1 8Iw^

där är den e l a s t i s k a l i n j e n s pilhöjd inom mätlängden Hy

Inom mätlängden ^ 2 v a r i e r a r böjmomentet. Med hjälp av a r b e t s e k v a t i o n e n , tillämpad på momentfördelningarna i f i g u r 2.15^, erhålles

= 14,67 « 10 -3 ^^2 Iw,

där är den e l a s t i s k a l i n j e n s pilhöjd inom mätlängden S.^.

P/2 P/2

21 : l _D

F i g u r 2.15.

Momentdiagram för bestämning av medel-böjstyvheten ( £ 1 ) 2 i " ^ " * mätlängden S.^

2 =2000

26

E l a s t i c i t e t s m o d u l e r n a bestämdes för båda mätlängderna och s a m t l i g a tvär-s n i t t tvär-s tvär-s t a d i e r av provkropparna av t y p 1. Värdena uppvitvär-sade i n t e något märkbart beroende av tvärsnittshöjden h.

De v a r i a t i o n e r som förekom förorsakades t i l l större d e l av mätfel på grund av den begränsade noggrannheten av värdena från l a s t c e l l e n . Därför r e d o v i -sas endast e l a s t i c i t e t s m o d u l e r n a s medelvärden och s t a n d a r d a v v i k e l s e r n a för v a r j e provkropp, se t a b e l l 2.5. Värdena för har större s p r i d n i n g än värdena för eftersom förekomsten och läget av d e f e k t e r har större i n v e r k a n v i d den k o r t a r e mätlängden S.^.

Hos proven 7 och 8 visade d e t s i g a t t lastnivån hade v a r i t för låg och lastvärdena var för osäkra för a t t kunna ange värden för provkropparnas böjstyvhet.

TABELL 2.5. R e s u l t a t från bestämning av e l a s t i c i t e t s m o d u l e r för

mätlängderna = 600 mm och ^2 = 2000 mm samt tillhörande s t a n d a r d a v v i k e l s e r . Prov ^1 N/mm^ N/mm2 N/mm^ ^2 "2 N/mm2 1 9117 767 10751 339 2 14270 1173 9107 268 3 17033 1567 10425 361 4 13664 2415 9085 341 5 17777 1797 12313 413 6 16881 2015 11056 614 2.42 Spänningarimittsnittetvid^

Med kännedom om a x i a l k r a f t e n s läge och r e g e l n s förskjutningar i m i t t e n är d e t möjligt a t t beräkna de maximala kantspänningarna och i

m i t t s n i t t e t . Detta genomfördes för l a s t e r mycket nära b r o t t l a s t e n hos prov 1, 4, 5, 6, d v s när "flytplatån" av last-utböjningskurvan uppnåtts, r e s p e k t i v e för b r o t t l a s t e n Ny hos prov 2 och 3 där kurvan uppvisade e t t mer e l l e r mindre utpräglat maximum, se f i g u r 2.8. V i d beräkningen antogs en linjär spänningsfördelning i tvärsnittet. A x i a l k r a f t e n antogs b e f i n n a s i g i samma läge v i d de båda upplagen. De därigenom g j o r d a f e l e n t o r d e vara små eftersom de uppmätta värdena för l a s t e n s kantavstånd v i s a r

tämligen små v a r i a t i o n e r i närheten av b r o t t l a s t e n och är b e t y d l i g t mindre än regelns förskjutningar i m i t t e n , j f r f i g u r 2.11. R e s u l t a t e n av

beräkningen r e d o v i s a s i t a b e l l 2.6.

De beräknade tryckspänningarna l i g g e r på en nivå som kan förväntas när d e t k a r a k t e r i s t i s k a värdet för tryckhållfastheten är 15 N/mm2. Det är t y d l i g t a t t b r o t t e t i n l e d d e s på r e g l a r n a s t r y c k s i d a . På grund av p l a s t i s k a d e f o r m a t i o n e r på t r y c k s i d a n nära b r o t t ökade även dragspänningarna snabbt, v i l k e t förklarar a t t v i d b r o t t även en s p r i c k a uppstod i dragsidans k v i s t närmast m i t t s e k t i o n e n .

T a b e l l 2.6. Beräknade kantspänningar i m i t t s n i t t e t nära b r o t t med hjälp av uppmätta värden för e x c e n t r i c i t e t .

Prov N e Omc omt

kN mm N/mm^ N/mm^ 1 12,70^) 19,7a) 16,2 5,9 2 9,22 38,0 22,8 14,6 3 12,36 34,1 23,6 13,6 4 12,97 19,4 14,1-32,4b) 4,5-22,7b) 5 12,93 35,3 25,3-34,9b) 14,9-24,4b) 6 10,96 51,3 29,7 20,8

a) Något för l i t e t värde då lägesgivarens slaglängd överskridits. b) Värdena avser början och s l u t på krypningsskedet v i d k o n s t a n t

28

3. BERÄKNINGSMODELLER

3.1 T r y c k t stång med ledade ändupplag

Regeln antas vara försedd med leder v i d ändupplagen. Eulerknäckningslasten kan beräknas med hjälp av de v i d böjförsöken bestämda e l a s t i c i t e t s m o d u l e r -na. Värdet för mätlängden 9.^ = 2000 mm är mera r e l e v a n t för knäckning och användes därför v i d beräkningen. Således är Eulerknäckningslasten

(3.1) där 5]^ = 2490 mm.

Resultaten för brottvärsnitten hos prov 1 - 6 redovisas i t a b e l l 3.1 och jämförs med b r o t t l a s t e r n a N^ som erhölls v i d försöken. I s a m t l i g a f a l l överskreds v i d försöken den beräknade k r i t i s k a l a s t e n . Därav följer a t t antagandet om ledade ändupplag är mycket k o n s e r v a t i v t . Den k r i t i s k a

a x i a l k r a f t e n borde i v e r k l i g h e t e n överskrida b r o t t l a s t e n avsevärt, därför a t t d e t i n t e föreligger något r e n t knäckningsfall.

T a b e l l 3.1. Jämförelse av beräknade värden för k r i t i s k a x i a l k r a f t för r e g e l med ledade ändupplag och e x p e r i m e n t e l l a b r o t t l a s t e r .

N Prov h _Nr. N u E u _^E mm N N ^E 1 55 10677 12800 1,20 2 50 6795 9220 1.35 3 55 10354 12360 1,20 4 60 11714 13000 1,11 5 55 12229 13000 1,06 6 54,5 10684 11070 1,04

På grund av regelns i m p e r f e k t i o n e r m m är den dimensionerande t r y c k k r a f t e n Ned a l l t i d lägre än E u l e r l a s t e n Ng. Den dimensionerande bärförmågan

bestäms som

^cd ~ '^c^c^h

E n l i g t CIB-normen /4/ kan k^, beräknas som

^c / ~c

k^ = 0 . 5 [ ( 1 + (1 + nA f ^ ) k r ) V (1 + (1 + nA f "'e» -m

c _c A = s l a n k h e t s t a l e t = Zy^/i i = tröghetsradie o = Eulerknäckspänningen E f = tryckhållfasthet p a r a l l e l l t med f i b r e r n a c f = böjhållfasthet p a r a l l e l l t med f i b r e r n a m Den i n i t i a l a k r o k i g h e t e n u t t r y c k s som e = nrA där r = kärnans r a d i e

Den dimensionerande bärförmågan beräknades v a r v i d följande antaganden g j o r d e s :

a) Som tryckhållfasthet p a r a l l e l l t med f i b r e r n a användes de maximala expe r i m e n t e l l a tryckspänningarna e n l i g t t a b e l l 2.6. Hos prov 4 och 5

användes värdet v i d början av k r y p n i n g s s k e d e t . b) Kvoten fc/fm s a t t e s l i k a med 1.

c) Som e l a s t i c i t e t s m o d u l valdes de e x p e r i m e n t e l l a värdena E^ e n l i g t t a b e l l 2.5.

d) I n i t i a l k r o k i g h e t e n motsvarar pilhöjden i r e g e l n s m i t t l i k a med 1]^/1000. Provkropparnas i n i t i a l k r o k i g h e t uppmättes e j , men eftersom de v a r mycket raka är d e t valda värdet e t t r i m l i g t antagande.

R e s u l t a t e n av beräkningen redovisas i t a b e l l 3.2. T a b e l l 3.2. Jämförelse av den

dimensio-nerande bärförmågan N^^, beräknad e n l i g t /4/, och de e x p e r i m e n t e l l a b r o t t l a s t e r n a Nu-Prov _cd kN N u cd 1 9746 1,313 2 6501 1,418 3 9788 1,263 4 10590 1,228 5 11483 1, 132 6 10206 1,085

30

3.2 T r y c k t stång med c y l i n d e r f o r m a d e konvexa ändvtor

3.21 K r i t i s k _ t r y c k k r a f t

V i d försöken observerades a t t regeländarna i n t e bara r o t e r a d e u t a n även utförde en r u l l a n d e rörelse som e t t h j u l . För a t t på e t t e n k e l t sätt kunna b e s k r i v a denna mekanism kan man anta a t t r e g e l n s ändytor e l l e r underlagens y t o r är konvexa och c y l i n d e r f o r m a d e , se f i g u r 3.1. Hur denna i d e a l i s e r i n g genomförs behandlas nedan i 3.23.

v v

V////////

F i g u r 3.1. Konvexa c y l i n d e r f o r m a d e k o n t a k t y t o r v i d stångens andupplag.

En analys av en t r y c k t stång med e t t sådant utseende är genomförd i Appen-d i x Al-A3. Den k r i t i s k a a x i a l k r a f t e n , Appen-d v s förgreningslasten e l l e r Euler-l a s t e n N£, beräknas som

T T ^ E I

Knäcklängden = p£ är beroende av k o n t a k t y t a n s r a d i e r och ges i f i g u r A3. Stångens längd är JU, se f i g u r A1. Det e x i s t e r a r uppenbart två gränsfall. Det första föreligger när r = O och motsvarar E u l e r f a l l 2 med ledade ändar och knäcklängden Hy^ = S.. Det andra e x t r e m f a l l e t innebär a t t r = 00 och motsvarar E u l e r f a l l 4 med f a s t inspända ändar och knäcklängden ^k =

^/2-3.22 E x c e n t r i s k t r y c k k r a f t

Hos tvärsnittsstadier som b l i r a k t u e l l a v i d e n s i d i g förkolning v i d brand föreligger e x c e n t r i s k b e l a s t n i n g med e x c e n t r i c i t e t e n a med avseende på resttvärsnittet, se f i g u r A4. Stångens s n i t t s t o r h e t e r kan beräknas med kännedom om dess utböjning. V i d tillämpning av andra ordningens t e o r i , se Appendix A2, är utböjningen i m i t t e n

r a t a n T— .

-'I'

Hos l u t a n d e upplag, se f i g u r A6, uppstår en l a s t e x c e n t r i c i t e t av s t o r l e k e n 8r, där 8 är l u t n i n g e n s s t o r l e k . Samma f o r m l e r som ovan kan således

användas v a r v i d e x c e n t r i c i t e t e n ersätts med 9 r . 3.23 Bestämningavdenideellar

Utformningen av r e g e l n s upplag a v v i k e r i v e r k l i g h e t e n från d e t i d e a l i s e r a -de antagan-det a t t ändytan är c y l i n d e r f o r m a d . Med hjälp av -de experimen-t e l l a sambanden mellan a x i a l k r a f experimen-t och miexperimen-texperimen-tuexperimen-tböjning, se f i g u r 2.7., och d e t t e o r e t i s k a u t t r y c k e t för Vj^g^x e n l i g t ovanstående u t t r y c k (3.2) genomfördes beräkningar av k o n t a k t y t a n s i d e e l l a r a d i e r r ^ som f u n k t i o n av Vjjiax som u p p f y l l e r v i l l k o r e t

beräknad _ experiment max max

d v s d e t beräknades den geometriska u t f o r m n i n g e n av r e g l a r n a s ändytor, som s k u l l e g i v i t samma utböjning av r e g e l n som erhölls v i d provningen. V i d beräkningen försummades r e g l a r n a s i n i t i a l k r o k i g h e t e f t e r s o m

provkrop-parna v a r mycket r a k a . E x c e n t r i c i t e t e n v a r således h -h

a = - | — + Br-L

Eftersom provkropparna 4 - 6 hade e t t l u t a n d e upplag v i d den nedre regeländen och e t t h o r i s o n t e l l t v i d den övre, s a t t e s a p p r o x i m a t i v t 8=0,0175, d v s medelvärdet av båda u p p l a g s l u t n i n g a r n a .

R e s u l t a t e n av denna analys redovisas i f i g u r 3.2 a - f . E t t gemensamt kännetecken för provkropparna 1-3 är a t t r a d i e n r ^ a n t a r mycket s t o r a värden v i d små utböjningar. Hos proven 4-6 a n t a r r a d i e n mycket s t o r a värden först nar mittutböjningen är mellan 11 och 16 mm. I d e t t a läge är stångändens r o t a t i o n vMO) * 0,0175, d v s l i k a s t o r som medelvärdet av u p p l a g s p l a t t o r n a s l u t n i n g . Därefter a v t a r r a d i e n k o n t i n u e r l i g t s a m t i d i g t som mittutböjningen V j ^ ^ x ökar. Denna l i k h e t är särskilt utpräglad hos proven 1, 3, 4 och 5, d v s hos de provkroppar som v a r försedda med 120 mm breda gummitätningsprofiler e l l e r i n t e hade några a l l s . Hos provkropparna 2 och 6 med de smalare, endast 70 mm breda g u m m i p r o f i l e r n a uppvisade kurvorna i några f a l l e t t maximum v i l k e t dock t y d l i g t avvek från de höga värden som uppnåddes hos de andra provkropparna. I d e t t a stadium "vägde" r e g e l n på den smala g u m m i p r o f i l e n . För mycket s t o r a utböjningar u p p v i s a r

32

kurvorna för s a m t l i g a provkroppar ungefär samma värden för den i d e e l l a r a d i e n . I d e t t a läge har, även hos proven 2 och 6, regeländen r o t e r a t så mycket, a t t god k o n t a k t erhållits mellan s y l l e n s k a n t och u p p l a g s p l a t t a n . Denna utvärdering av försöksresultaten genomfördes e j för proven 7 och 8 eftersom d e t i n t e hade v a r i t möjligt a t t bestämma böjstyvheten

tillräckligt noggrant, se 2.41.

För små mittutböjningar v^ax beräknades d e l v i s små i d e e l l a r a d i e r , v i l -k e t t r o l i g e n beror på a t t den då r i n g a a x i a l -k r a f t e n i n t e förmådde a t t - kom-primera gummitätningen tillräckligt, jämför r e s u l t a t e n för prov 1 och 2 i f i g u r 3.2.a och 3.2.c.

De med hjälp av beräkningsmodellen beräknade e x p e r i m e n t e l l a sambanden mellan den i d e e l l a r a d i e n och mittutböjningen uppvisar samma k a r a k t e r i s -t i s k a form. Särskil-t för s -t o r a värden Vm^x är s k i l l n a d e r n a mellan de o l i k a kurvorna som r e p r e s e n t e r a r d e t s i s t a tvärsnittsstadiet tämligen små.

F i g u r 3.2 a-f. Samband mellan i d e e l l r a d i e och r e g e l n s mittutböjning.

4000 3000 _ekv. (3 4) 2000 1 - 5 5 1 - 6 0 1 - 7 0 1 - 8 0 1 - 9 0 1000 *'mQx [mm] F i g u r 3.2. a

4000 3500 3000-2500 2000 1500 1000^ \ ekv(3M 2 - 5 0 2 - 6 0 2 - 7 0 2 - 8 0 2 - 9 0 2-100 F i g u r 3.2 b. 500 10 20 30 Vpnox [mm] 50 3500H F i g u r 3.2 c. 3000 2500^ 2000 1500 1000 500H ekv (3 4) 3 - 55 3 - 60 3 - 70 3 - 8 0 3 - 9 0 3-100 10 20 30 50 *max [mm]

3^ 5000 4000^ 3000 2000H 1000H a 4-60 4-70 o 4-80 ekv.(3,4) 0 10 20 30 40 50 60 70 80 5000 n 4000 ^ 3000 2000 1000 --ekv.(3,4) o 5-55 a 5-60 ^ 5-70 0 10 20 30 40 50 60 70 F i g u r 3.2 d. F i g u r 3.2 e. 5000 4000 3000 : 2000 1000 ' ^ k v . ( 3 , 4 ) o 6-54,5 • 6-60 A 6-70

o

För a t t kunna använda dessa k u r v o r v i d en beräkning av bärförmågan bestämdes e t t a p p r o x i m a t i v t u t t r y c k för den i d e e l l a r a d i e n genom kurvanpassning. Särskild hänsyn togs t i l l värden i närheten av b r o t t s t a d i e t . Det föreslagna u t t r y c k e t l y d e r

där Vjjiax och r ^ har s o r t e n [mm] .

I f o r m e l n beaktas upplagets l u t n i n g genom a t t man u t n y t t j a r sambandet mellan r o t a t i o n e n v i d ändupplaget och mittutböjningen v i d en antagen sinusformad e l a s t i s k l i n j e . Utböjningen b e s k r i v s då som ( j f r f i g u r A1)

v = v^^^ sin-?- X _{max 8.} och r o t a t i o n e n v i d ändupplaget är V (0) = |- v S. max Således v = v'(0) -_{max 71} Med S. = 2490 mm erhålles v = 793 v'(0) (3.5) max

Ovanstående u t t r y c k (3.4) för den i d e e l l a r a d i e n v i s a s som s t r e c k a d e kur-vor i f i g u r 3.2 a - f .

För provkropparna 1 - 6 bestämdes sedan, med hjälp av d e t a p p r o x i m a t i v a u t t r y c k e t (3.4) för den i d e e l l a r a d i e n , t e o r e t i s k a samband m e l l a n a x i a l -k r a f t och mittutbÖjning samt den t e o r e t i s -k a b r o t t l a s t e n . Denna b r o t t l a s t är d e f i n i e r a d som den l a s t v i d v i l k e n den maximala tryckspänningen i regelns m i t t är l i k a med den i t a b e l l 2.6 redovisade e x p e r i m e n t e l l a . V i d beräkningarna användes e l a s t i c i t e t s m o d u l e r n a e n l i g t t a b e l l 2.5.

Eftersom den i d e e l l a r a d i e n är beroende av utböjningen ( i själva v e r k e t är den beroende av ändrotationen), beräknas den rätta i d e e l l a r a d i e n genom passning. E f t e r v a l av e t t ingångsvärde för r ^ beräknas v^ax e n l i g t

(3.2) varpå e t t n y t t värde för r ^ bestäms e n l i g t (3.4) och beräkningen upprepas t i l l s överensstämmelsen m e l l a n d e t nya och gamla värdet för r j ^ är god.

R e s u l t a t e n av dessa beräkningar är redovisade i f i g u r 3.3 a - f samt i t a b e l l 3.3. I t a b e l l e n anges den k r i t i s k a l a s t e n samt b r o t t l a s t e n Ngj. Den senare f i n n s även markerad på r e s p e k t i v e t e o r e t i s k l a s t u t -böjningskurva. Den k r i t i s k a l a s t e n är den som gäller när l a s t e n är l i k a med b r o t t l a s t e n Ngj-.

Överensstämmelsen mellan de e x p e r i m e n t e l l a och de beräknade last-utböj-ningskurvorna är god hos proven 1 - 3 och 5 och sämre hos proven 4 och 6. Endast hos prov 6, där den smala, endast 70 mm breda g u m m i p r o f i l e n

36

F i g u r 3 . 3 a-f. Beräknade och e x p e r i m e n t e l l a last-utböjningssamband. På den t e o r e t i s k a kurvan är brottvärdet e n l i g t t a b e l l 3.3 markerat. Prov 1-55 T 1 1 1 1 O 10 20 30 40 50 1 5 n 10 5H Prov 2-50 O 10 2 V ^ 0 40 50 60 vmax Figur 3.3 a. F i g u r 3 . 3 b. Prov 3-55 O 10 20 30 40 50 60 70 Vmax Prov 4 - 6 0 1 J ) 1 J ! 1 ) O 10 20 30 40 50 60 70 80 F i g u r 3 . 3 c. F i g u r 3 . 3 d.

Prov 5-55 1 5 i 1 0 ^ - 1 1 1 1 1 1 I O 10 20 30 40 50 60 70 80 Prov 6-54,5 O 10 20 30 40 50 60 70 ^ 0 vmax [mm] Figur 3.3 e. F i g u r 3.3 f .

T a b e l l 3.3. Jämförelse av beräknade och e x p e r i m e n t e l l a b r o t t l a s t e r e n l i g t beräkningsmodell "stånd med c y l i n d e r f o r m a d e ändytor".

Prov 'br h mm kN br kN N u kN br 55 32416 10974 12800 1,157 0,339 50 17528 8177 9220 1,128 0,467 55 28575 12428 12360 0,995 0,435 60 39900 9915 1,308 1,308 0,325 55 37441 12295 1,052 1,052 0,345 54,5 29950 11975 0,915 0,915 0,366 3.24 I n v e r k a n a y regeltyärsnittet_

På grund av r e g e l n s r o t a t i o n v i d upplagen f l y t t a s kontaktpunkten med u n d e r l a g e t , d v s a x i a l k r a f t e n s läge, a l l t närmare den ena kanten. V i d den m o t s a t t a kanten b i l d a s en a l l t större s p a l t mellan regelns ändyta och u n d e r l a g e t som i b r o t t s t a d i e t kan nå ända t i l l m i t t e n av tvärsnittshöjden, se f i g u r 2.9 och 2,10. Detta innebär a t t regelns s n i t t s t o r h e t e r i d e t t a läge är oberoende av den u r s p r u n g l i g a tvärsnittshöjden.

De i 3.22 beräknade i d e e l l a e x p e r i m e n t e l l a r a d i e r n a ( f i g u r 3.2 ) och d e t a p p r o x i m a t i v a u t t r y c k e t (3.4) gäller för massiva tvärsnitt med hQ =

120 mm och l a s t e x c e n t r i c i t e t e n a = + 0r

Vid tillämpning av (3.4) på andra värden för a, t ex v i d v a l av en annan tvärsnittshöjd ho e l l e r en annan tvärsnittsform, krävs a t t f o r m e l n

38

Två r e g l a r ( 1 ) och ( 2 ) med höjden hQi r e s p e k t i v e hQ2 av

utgångstvärsnittet och l a s t e x c e n t r i c i t e t e n a i r e s p e k t i v e a.2 antas i övrigt ha samma böjstyvhet och längd, se f i g u r 3.4. Eftersom de båda

r e g l a r n a har samma b r o t t l a s t är den maximala utböjningen och ändrotationen v ' ( 0 ) l i k a för båda, medan de i d e e l l a r a d i e r n a är o l i k a .

(1

t [2)

F i g u r 3.4. Beteckningar för omräkning av i d e e l l r a d i e v i d två o l i k a nettotvärsnitt med samma böjstyvhet.

Det gäller således, se Appendix A 2 , e k v a t i o n ( 1 0 )

v ^ ' ( 0 ) = aa^tan Y~ 1 + r ^ a t a n | ^ V2*(0) = aa^tan Y' 1 + r 2 a t a n | ^ där a = / ~ El

Med v '(0) = v ^ ' ( 0 ) erhålles e f t e r några omformningar a^ a ^2 a ^1 ^ a£ 2 - (3.6) _{1 a t a n ^} I d e t allmänna f a l l e t är h _o1 ^1 2 " ^CG och K2 ^2 " 2 " ^CG^

där ecG^ och e^^^ är tyngdaxelns läge för r e s p e k t i v e tvärsnitt, se f i g u r 3.5.

Sättes a^ = 32,5 mm, se nedan h

och a2 = - e^^

där hQ och e^Q är d e t a k t u e l l a tvärsnittets utgångshöjd r e s p e k t i v e tyngdpunktsläge, erhållas genom insättning i (3.6) och ersättning av r . e n l i g t (3.4) h ^'o

, T -

I denna formel s a t t e s a. = 32,5 mm, v i l k e t e j h e l t stämmer överens med den v e r k l i g a e x c e n t r i c i t e t som e x i s t e r a d e hos d e t s i s t a tvärsnittsstadiet. Hos

prov 2-50 och 4-60 v a r e x c e n t r i c i t e t e n 35 r e s p e k t i v e 30 mm. Dessutom för-summades r e g l a r n a s i n i t i a l k r o k i g h e t v i d bestämning av de e x p e r i m e n t e l l a kurvorna i f i g u r 3.2.

40

3.25 inY?£^?^D_?Y_^???^D^

^i^-^-U t t r y c k e t (3.4) för den i d e e l l a r a d i e n bestämdes för regellängden

S. = 2490 mm. För a t t kunna använda formeln även för andra regellängder är

det nödvändigt a t t anpassa den.

Hos en stäng med rundade ändar är den momentana r a d i e n som gäller v i d en bestämd b e l a s t n i n g beroende av enbart ändrotationen v ' ( 0 ) . När två stänger

(1) och (2) med längden S.-\ r e s p e k t i v e &2 samma ändrotation v ' ( 0 ) , se f i g u r 3.6, gäller, när utböjningskurvorna v ( x ) är a f f i n a , följande samband:

^maxl ^ h Vmax2 h

När den i d e e l l a r a d i e n u t t r y c k s som f u n k t i o n av v ^ ^ ^ ^^m i ekv (3.4) mul-t i p l i c e r a s Vjn^x med kvomul-ten Ä/2490 där S. är den a k mul-t u e l l a regellängden i

Cmm]. U p p l a g s l u t n i n g e n beaktas genom a t t den m u l t i p l i c e r a s med fi/ir. Således gäller r. = 1 7300 max 2490 0,6 (3.8)

Om den i d e e l l a r a d i e n u t t r y c k s som f u n k t i o n av ändrotationen v'(o) är en k o r r e k t i o n med hänsyn t i l l o l i k a regellängder e j nödvändig.

^max 2

F i g u r 3.5.

Maximala utböjningar hos stänger med o l i k a längder v i d a f f i n a

utböjningskurvor.

3.26 Fullständigt_uttryck_förden

Sammanfattningsvis ges här d e t fullständiga u t t r y c k e t för den i d e e l l a r a d i e n , där förutom (3.4) även (3.7) och (3.8) beaktas

r. = 1 (V 7300 ,2 max 2400 n - e _CG 32,5 - e _CG 32,5 a t a n 2~ (3.9)

3.27 U p p l a g s l u t n i n g e n s i n v e r k a n päbärförmågan

För a t t belysa u p p l a g s l u t n i n g e n s i n v e r k a n på bärförmågan beräknades b r o t t l a s t e n för en r e g e l med dimensioner och materialvärden motsvarande provkropp 6-54,5. B r o t t l a s t e n beräknades för o l i k a u p p l a g s l u t n i n g a r 8 och redovisas i f i g u r 3.4 i r e l a t i o n t i l l brottvärdet v i d 8 = 0 . Som

b r o t t k r i t e r i u m valdes den maximala tryckspänningen = 2 9 , 7 N/mm.

o

CD CO

0 [%

F i g u r 3.6. Inverkan av u p p l a g s p l a t t a n s l u t n i n g på b r o t t l a s t e n hos väggregel med tvärsnittsvärden och m a t e r i a l d a t a e n l i g t prov 6-54,5.

En l u t n i n g av upplaget kan uppstå av f l e r a a n l e d n i n g a r . Dålig måttnoggrann-het hos v i r k e t t o r d e dock vara u t e s l u t e n som orsak för d e t t a . Merparten av r e g e l v i r k e t kapas i d a g med sågklinga i kapbänk. Endast undantagsvis kapas v i r k e t fÖr hand med r i s k för o a v s i k t l i g snedkapning. Då s y l l a r idag är hyv-lade uppvisar de mycket god noggrannhet. Däremot kan ojämnheter i betong-p l a t t a n e l l e r e j h e l t h o r i s o n t e l l t utförande av dess y t a leda t i l l ubetong-pbetong-plags-

upplags-l u t n i n g a r . V i d modernt byggande s i k t a r man i d a g t i upplags-l upplags-l a t t undvika d y upplags-l i k a f e l . A v s i k t l i g a l u t n i n g a r av betonggolv förekommer endast i närheten av golvbrunnar. V i d e t t inbördes avstånd mellan r e g l a r n a av 600 mm kan två b r e d v i d varandra stående r e g l a r b e f i n n a s i g inom e t t sådant område. Denna l u t n i n g har e m e l l e r t i d ingen n e g a t i v i n v e r k a n på ytterväggars bärförmåga v i d brand, då u n d e r l a g e t l u t a r mot huset mot brandsidan. Hos hjärtväggar kan däremot golvbrunnen vara p l a c e r a d på den sida som i n t e är u t s a t t för branden och kan således ha en n e g a t i v i n v e r k a n .

E t t riktvärde för p r a k t i s k t möjliga u p p l a g s l u t n i n g a r på grund av t a k s t o l a r s nedböjningar fås utgående ifrån a t t dessa o f t a begränsas t i l l L/300, där L är t a k s t o l e n s spännvidd. En sådan nedböjning innebär a t t r o t a t i o n e n av t a k -s t o l e n -s underram v i d de-s-sa ändupplag b l i r 8 % 0,013. Om d e t undre upplaget är h o r i s o n t e l l t kan a p p r o x i m a t i v t r e g e l n ersättas med en r e g e l där båda upplag har l u t n i n g e n 8=0,065. E n l i g t f i g u r 3.4 är kvoten

kl

3.28 Överlagringavaxialkraftoch^

En analys av en väggregel med c y l i n d e r f o r m a d e konvexa ändytor som b e l a s t a s av både a x i a l - och t r a n s v e r s a l b e l a s t n i n g genomförs i Appendix A4. S y f t e t med denna analys v a r a t t undersöka hur dessa två l a s t f a l l s k a l l överlag-ras. D e t t a är av b e t y d e l s e när båda l a s t f a l l e n studeras v a r för s i g genom experiment.

Interaktionssambandet ^ + ^ = k ^d "d

(3.10) bestämdes för en väggregel med utformningen motsvarande den för provkropp 2-50 och den dimensionerande tryckhållfastheten f^, = 15 N/mm2. och M(3 är dimensioneringsvärdet för t r y c k - r e s p e k t i v e t r a n s v e r s a l b e l a s t n i n g e n b a r t . I e t t ogynnsamt f a l l kan i n t e r a k t i o n s s a m b a n d e t se u t som v i s a s i f i g u r 3.7, där den i d e e l l a r a d i e n r j ^ bestämdes e n l i g t ( 3 . 4 ) . A v v i k e l s e n frän d e t linjära sambandet med k = 1 är mycket l i t e n .

Figur 3.7. Interaktionssamband mellan t r y c k k r a f t N och böjmoment M av t r a n s v e r s a l b e l a s t n i n g . B r o t t k r i t e r i u m är tryckhållfasthet

IQ. Geometrisk u t f o r m n i n g motsvarar provkropp 2-50.

Det minsta värdet för k uppträder för M/M(j = 0 , 5 . För a t t undersöka hur ^min beroende av r e g e l n s känslighet för knäckning genomfördes en para-m e t e r s t u d i e . Eftersopara-m r e g e l n s s l a n k h e t fi^/i är beroende av den i d e e l l a r a d i e n och denna i allmänhet är o l i k a v i d bestämning av och N^j, v a r i e r a d e s istället tryckhållfastheten f ^ - S t o r h e t e n kjnin v i s a s som f u n k t i o n av kvoten E / f q . Denna undersökning genomfördes d e l s med antagan-d e t a t t antagan-den i antagan-d e e l l a r a antagan-d i e n är k o n s t a n t och l i k a meantagan-d 1000 mm, antagan-d e l s meantagan-d antagandet a t t den i d e e l l a r a d i e n är v a r i e r a n d e e n l i g t ( 3 . 4 ) . R e s u l t a t e n av denna p a r a m e t e r s t u d i e v i s a s i f i g u r 3.8. Små värden för E / f ^ innebär a t t t r y c k k r a f t e n är nära den k r i t i s k a t r y c k k r a f t e n Ng

R e s u l t a t e n för k ^ i ^ v i s a r a t t k i ( 3 . 1 0 ) a p p r o x i m a t i v t kan sättas l i k a med 1. Interaktionssambandet l y d e r således

^ + ^ = 1

^d "d

( 3 . 1 1 )

och kan ge r e s u l t a t som l i g g e r något på den osäkra s i d a n .

c 1.025 1,0 0,975 0,95 1000 r enl i3.M 2000 E/fc 3000 5000 10000

F i g u r 3.8. Samband mellan k ^ i n och kvoten E/fc- Tvärsnittsdata och e l a s t i c i t e t s m o d u l motsvarar provkropp 2 - 5 0 .

44

4. SLUTSATSER

I föregående k a p i t e l beskrevs en undersökning av två o l i k a beräknings-modellers tillämpbarhet för b e s k r i v n i n g av d e t s t a t i s k a verkningssättet av a x i a l b e l a s t a d e r e g l a r v i d e n s i d i g brandpåverkan.

Med den ena, i 3.1 behandlade, beräkningsmodellen där r e g l a r n a s ändupplag antas v a r a ledade u n d e r s k a t t a s bärförmågan avsevärt. Endast hos proven med mycket s t o r u p p l a g s l u t n i n g erhålls bättre överensstämmelse mellan t e o r e -t i s k a och e x p e r i m e n -t e l l a b r o -t -t l a s -t e r . De-t för bärförmågan n e g a -t i v a an-ta- anta-gandet om ledade ändupplag kompenseras i någon mån av u p p l a g s l u t n i n g e n s n e g a t i v a i n v e r k a n .

Den i 3.2 behandlade andra beräkningsmodellen b e s k r i v e r d e t s t a t i s k a v e r k -ningssättet b e t y d l i g t bättre. Regeln antas därvid vara p l a c e r a d mellan s t y v a ändplattor och regelns andytor antas vara konvexa och c y l i n d e r f o r m a -de. Även om d e t e x p e r i m e n t e l l a u n d e r l a g e t för bestämning av ändytornas i d e e l l a r a d i e har v a r i t l i t e t , uppvisade upplagsförhållandena hos de o l i k a provkropparna mycket s t o r a s k i l l n a d e r . Undersökningarna visade a t t d e t är möjligt a t t b e s k r i v a den i d e e l l a r a d i e n med e t t a p p r o x i m a t i v t u t t r y c k och erhålla god överensstämmelse mellan t e o r e t i s k a och e x p e r i m e n t e l l a r e s u l -t a -t . Endas-t hos de provkroppar som förse-t-ts med en gummi-tä-tningslis-t som var b e t y d l i g t smalare än tvärsnittshöjden a v v i k e r d e t a p p r o x i m a t i v a u t t r y c k e t från de e x p e r i m e n t e l l a sambanden. Dessa smala gummitätnings-p r o f i l e r innebär en försvagning jämfört med de breda gummitätnings-p r o f i l e r n a . När gummitätningsprofilen är l i k a bred som regelns tvärsnittshöjd erhålls ingen väsentlig s k i l l n a d hos regelns bärförmåga.

Det är möjligt a t t förbättra noggrannheten ännu mera genom bättre k u r v -anpassning av u t t r y c k e t ( 3 . 4 ) . För a t t erhålla e t t mera g e n e r e l l t u t t r y c k t o r d e dock f l e r försök vara nödvändiga.

Denna andra beräkningsmodell b e s k r i v e r d e t v e r k l i g a s t a t i s k a v e r k n i n g s -sättet b e t y d l i g t bättre. Det är därför möjligt a t t studera o l i k a para-metrars i n v e r k a n med hjälp av beräkningar.

Idag är de t e r m i s k a e f f e k t e r n a av brand på hållfasthet och s t y v h e t hos klena tvärsnitt e j tillräckligt utredda. Av denna a n l e d n i n g är enbart t e o -r e t i s k a metode-r fö-r bestämning av bä-rfö-rmågan v i d b-rand o f t a fö-r osäk-ra och brandprovningar därför ofrånkomliga. Provningen behöver e m e l l e r t i d e j omfatta o l i k a upplagsförhållanden, såsom l u t a n d e upplag, eftersom dessa kan behandlas separat med hjälp av beräkningsmodellen.

De t e o r e t i s k a s t u d i e r n a visade a t t man kan genomföra en fullständig dimen-s i o n e r i n g för a x i a l - och t r a n dimen-s v e r dimen-s a l l a dimen-s t genom a t t tillämpa linjär dimen- super-p o s i t i o n av de två l a s t f a l l e n .

E t t tänkbart förfarande v i d brandprovning av bärande träregelväggar kan i grova drag ha följande u t f o r m n i n g :

- Brandprovning utförs separat för både a x i a l - och t r a n s v e r s a l l a s t . Eftersom d e t är av primärt i n t r e s s e a t t bestämma k o n s t r u k t i o n e n s bär-förmåga e f t e r en v i s s brandmotståndstid, t ex e n l i g t normkraven, av-b r y t s av-brandprovningen e f t e r denna t i d . B e l a s t n i n g e n , a x i a l - e l l e r t r a n s v e r s a l l a s t , hålls under h e l a brandförsöket k o n s t a n t och så s t o r a t t b r o t t e j inträffar före s t i p u l e r a d t i d . Därpå ökas b e l a s t n i n g e n t i l l s b r o t t inträffar.

Den bärande träregelväggen kan därmed dimensioneras för l a s t f a l l e t brand p l u s g o d t y c k l i g a övriga l a s t e r från t a k e t (snö), vindsbjälklag ( n y t t i g l a s t ) e l l e r vinkelrätt mot väggens plan ( v i n d l a s t e r ) .

46

REFERENSER

/ 1 / Byggnadsdelars bärförmåga v i d brand.

Statens p l a n v e r k s författningssamling, PFS 1984:1 SBN godkännande-r e g l e godkännande-r , Stockholm 1984.

121 SBN 1980, Statens p l a n v e r k s författningssamling, PFS 1980:1, Svensk

byggnorm. Kap 27 Träkonstruktioner, Stockholm 1980.

/3/ Norén, J. & Östman, B.: S k i v m a t e r i a l s b i d r a g t i l l brandmotståndet. TräteknikRapport Nr 79, TräteknikCentrum, Stockholm 1985.

/4/ CIB S t r u c t u r a l Timber Design Code. CIB Report 1983, P u b l i c a t i o n 66, Working Group W18.