CC BY
28
Mariusz Maslak, Ph.D., D.Sc., prof. CUTa)*; Piotr Wozniczka, Ph.D.a)
a Cracow University of Technology / Politechnika Krakowska * Corresponding author / Autor korespondencyjny: mmaslak@pk.edu.pl
Numerically Simulated Structural Response of a Bearing Steel Frame with Joints of Varying Stiffness to Fully Developed Fire Conditions
Symulowana numerycznie reakcja na pozar rozwiniçty stalowej ramy nosnej z wçztami o roznej sztywnosci
ABSTRACT
Aim: This paper examines the responses of load-bearing steel frames to direct fire exposure and the associated impact of the monotonically increasing temperature of its components. For comparative purposes, the authors analysed in detail specific frames with beam-to-column joints differing in rigidity. Depending on whether there are stiffening ribs present and, if so, on where they are located, the fire resistance of the considered structural component is determined by the actual damage patterns. These can be manifested as local instability in the column web or as damage to the column flange or beam flange. The design of the joint is also one of the factors determining the redistribution of internal forces generated in the frame components when subjected to fire conditions.
Methods: The authors identified, discussed and compared the dependencies determining the relationships between the temperature of the frame components, and the bending moments and axial forces induced in these components during a fire. These relationships were identified through a detailed analysis of a numerical example, in which the fire behaviour of three similar steel frames, differing in terms of their beam-to-column joint rigidity, was examined. In the first analysed case, a joint without any ribbing was examined, in the second case, a joint with horizontal ribs, and in the third case, a joint with horizontal and diagonal ribs. The relationships listed above are accompanied by corresponding the relationships specifying the dependencies between steel temperature and frame beam deflection. In addition, the analysis considers flexible supports with different rigidity to model the resistance of the columns to horizontal joint displacement.
Results: It has been shown that the analysed types of the examined frame exhibit substantial differences in their predicted structural responses if the joints used in them and exposed to fire differ in rigidity. The identification of these differences and their qualitative and quantitative description constitute the main objective of this work.
Conclusions: Frame behaviour under fire conditions is determined not only by frame geometry and the size of its structural members, designed to be able to fully bear their respective loads, but also, to the same extent, by the susceptibility to deformation of the bearing structure itself and the joints connecting the component structural members.
Keywords: steel frame, fire, temperature, joint susceptibility, displacement, redistribution of internal forces Type of article: original scientific article
Received: 25.06.2019; Reviewed: 14.08.2019; Accepted: 28.08.2019;
Authors' ORCID IDs:M. Maslak - 0000-0003-3592-429X; P. Wozniczka - 0000-0002-5471-9526; The authors contributed the equally to this article;
Please cite as: SFT Vol. 53 Issue 1, 2019, pp. 32-45, https://doi.org/10.12845/sft.53.1.2019.2;
This is an open access article under the CC BY-SA 4.0 license (https://creativecommons.org/licenses/by-sa/4.0/).
ABSTRAKT
Cel: W artykule autorzy analizowali sposób reakcji stalowej ramy nosnej na bezposredniq ekspozycjç ogniowq oraz towarzyszqcy jej monotoniczny wzrost temperatury elementów badanej ramy. W celach porównawczych rozpatrzono ramy z wçzlami typu rygiel - slup o róznym stopniu podatnosci. W zaleznosci od tego, czy wçzel jest uzebrowany i jak ewentualne zebra sq rozmieszczone, o odpornosci ogniowej badanego ustroju nosnego decyduje inny sposób zniszczenia. Moze to bye zarówno lokalna utrata statecznosci srodnika slupa, jak i zniszczenie pasa rygla lub pasa slupa. Sposób konstrukcji wçzla determinuje równiez schemat redystrybucji sil wewnçtrznych generowanych w warunkach pozaru w elementach ramy.
Metody: W pracy zidentyfikowano i porównano odpowiednie zaleznosci specyfikujqce relacje pomiçdzy temperaturq elementów ramy a indukowanymi w tych elementach momentem zginajqcym i silami osiowymi. Zaleznosci te uzyskano po szczególowej analizie przykladu numerycznego, w którym badano zachowanie w warunkach pozaru trzech odpowiadajqcych sobie ram stalowych, przy czym w kazdej z tych ram zastosowano wçzly o innej sztywnosci. W pierwszym przypadku byly to wçzly z nieuzebrowanym srodnikiem, w drugim - ze srodnikiem uzebrowanym jedynie przez wykorzystanie zeber poziomych, w trzecim natomiast - wçzly z zebrami poziomymi i zebrem ukosnym. W analizie dodatkowo zróznicowano sztywnose podparcia sprçzystego modelujqcego podatnose slupów ramy na poziome przemieszczenie wçzlôw.
Wyniki: Uzyskane wyniki potwierdzily oczekiwany wniosek: w poczgtkowej fazie pozaru w ryglach ramy dominuje sciskanie, co przeklada si§ na roz-pychanie w^zlów. Ze wzrostem temperatury elementów coraz wi^kszego znaczenia nabiera jednak wplyw narastajgcego ugi^cia rygla, co w efekcie generuje post^pujgcy zanik osiowej sily sciskajgcej. To z kolei powoduje scigganie w^zlów ramy do jej wn^trza. Tego typu ogólny schemat zachowania si§ ramy w pozarze ma jednak zasadniczo rózny przebieg, jesli tylko w^zly ramy wykazujg rózng sztywnosc. Specyfikacja tych róznic oraz ich jakosciowy i ilosciowy opis sg podstawowym celem prezentowanej pracy.
Wnioski: Zachowanie si§ w pozarze rozwiniQtym stalowej ramy nosnej warunkowane jest przez jej geometric oraz rozmiary ksztaltujgcych jg elementów konstrukcyjnych o przekrojach zaprojektowanych tak, aby elementy te byly zdolne do przenoszenia przylozonych do nich obcigzert. W równym stopniu istotna jest podatnosc na deformacje zarówno samego ustroju nosnego, jak i poszczególnych w^zlów scalajgcych ten ustrój. Stowa kluczowe: rama stalowa, pozar, temperatura, podatnosc w^zlów, przemieszczenie, redystrybucja sil wewn^trznych Typ artykutu: oryginalny artykul naukowy
Przyj^ty: 25.06.2019; Zrecenzowany: 14.08.2019; Zatwierdzony: 28.08.2019;
Identyfikatory ORCID autorów: M. Maslak - 0000-0003-3592-429X; P. Wozniczka - 0000-0002-5471-9526; Autorzy wniesli równy wklad merytoryczny w powstanie artykulu;
Prosz<? cytowac: SFT Vol. 53 Issue 1, 2019, pp. 32-45, https://doi.org/10.12845/sft.53.!.2019.2; Artykul udost^pniany na licencji CC BY-SA 4.0 (https://creativecommons.org/licenses/by-sa/4.0/).
Introduction
The fire resistance of a bearing steel frame can only be reliably assessed if the design is considered as a whole rather than in terms of its individual, conceptually isolated components, such as grits or columns. This allows for an equivalent specification of functionally homogeneous structural subcomponents with clearly defined loading diagrams determining how they affect the other components of the structure [1]. The behaviour of bearing steel frames during a fully engulfed fire is determined by their geometric layout and dimensions of their structural components whose sections have been designed to make such components capable of bearing their respective loads. The susceptibility of the bearing structure to deformation is as important as that of its individual joints.
What makes analysing this unique fire design situation even more complex is the fact that this susceptibility varies along with the increase in frame component temperature, which is associated with fire development. However, the restricted freedom of thermal deformations produced by the fire, and resulting from the thermal expansion of steel, causes the structural components of such frames to generate additional internal forces. These forces often act as a decisive factor in the balance of all impacts that determine the ultimate response of the frame to its expected fire exposure, especially when this freedom of deformation is significantly restricted [2]. The goal of this paper is to describe the qualitative and quantitative differences in the behaviour of a typical bearing steel frame substructure, as these differences manifest themselves through different translational susceptibility values describing horizontal loads on the other parts of the frame, and through different rotational susceptibility values for beam-to-column joints resulting from their distinct designs (and, consequently, distinct load resistance/stiffening, as a result of employing, or not employing, various types of stiffener ribs).
Wprowadzenie
Ocena odpornosci ogniowej stalowej, ramowej konstrukcji nosnej b?dzie wiarygodna tylko wtedy, gdy szczegotowej ana-lizie poddana zostanie konstrukcja jako catosc, nie zas jedynie pojedyncze, myslowo wyizolowane z niej elementy, takie jak rygle lub stupy. Dopuszcza si? przy tym zast?pczq specyfikacja funkcjonalnie jednorodnych poduktadow konstrukcyjnych o jed-noznacznie ustalonym schemacie statycznym determinujqcym sposob oddziatywania na pozostate cz?sci ustroju [1]. Zachowanie si? w pozarze rozwini?tym stalowej ramy nosnej warunkowane jest przez jej geometri? oraz rozmiary ksztattujqcych jq elementow konstrukcyjnych o przekrojach zaprojektowanych tak, aby elementy te byty zdolne do przenoszenia przytozonych do nich obciqzen. W rownym stopniu istotna jest podatnosc na deformacje zarowno samego ustroju nosnego, jak i poszczegol-nych w?ztow scalajqcych ten ustroj.
Analiz? odniesionq do wyjqtkowej sytuacji projektowej pozaru rozwini?tego komplikuje przy tym zmiennosc tego rodzaju podatnosci wraz z narastajqcq z rozwojem pozaru temperaturq elementow ramy. Zawsze jednak ograniczenie swobody realizacji powsta-jqcych w pozarze odksztatcen termicznych b?dqcych oczywistym efektem rozszerzalnosci cieplnej stali skutkuje generowaniem si? w elementach konstrukcyjnych rozpatrywanej ramy dodatkowych sit wewn?trznych. Sity tego typu sq cz?sto czynnikiem decydujq-cym w bilansie wszystkich oddziatywan wptywajqcych na efektyw-nq odpowiedz ramy na prognozowanq dla niej ekspozycj? ogniowq, zwtaszcza wtedy, gdy stopien ograniczenie swobody deformacji jest odpowiednio duzy [2]. Celem niniejszej pracy jest pokazanie ja-kosciowych i ilosciowych roznic w zachowaniu si? w warunkach pozaru typowego poduktadu konstrukcyjnego stalowej ramy nosnej, ktore ujawniajq si? przy roznych wartosciach podatnosci translacyj-nej ilustrujqcej oddziatywanie poziome pozostatych cz?sci badanej ramy, a takze przy roznych wartosciach podatnosci obrotowej w?-ztow rygiel - stup, wynikajqcych z ich odmiennego uksztattowania (a zatem i usztywnienia wskutek zastosowania lub braku zastoso-wania w ich konstrukcji roznego typu zeber usztywniajqcych).
Description of the analysed frame
Opis ramy analizowanej w przyktadzie
This paper will focus on analysing how a specific steel frame substructure behaves during a fire. The steel's geometric layout, loading diagram and imposed loading are presented in figure 1. All frame components are assumed to have been made of steel S235. Fire exposure of the analysed frame results in simultaneous heating of all its components, with the steel temperature distribution being even at any point throughout the fire, both lengthwise and crosswise. Obviously, the reliable temperature at any point during the fire, which is even across all the analysed frame components, varies over time as the fire develops. This approach to fire exposure is, undoubtedly, an oversimplified one. In reality, the temperature of steel components with different cross-sections always rises in an irregular fashion, even if such components are exposed to combustion gases with an identical temperature. This is due to the different values of what is known as the exposure rating, which is the ratio of the heated circumference of the analysed component's cross-section to the surface of that cross-section. Nevertheless, this simplification is of no relevance for the purposes o f achieving the goal set in this work.
Przedmiotem szczegotowej analizy jest zachowanie si? w po-zarze stalowego poduktadu ramowego o geometrii, schemacie statycznym i sposobie obciqzenia zewn?trznego pokazanych na rycinie 1. Zaktada si?, ze wszystkie elementy ramy wykonano ze stali S235. Ekspozycja pozarowa analizowanej ramy skutku-je jednoczesnym ogrzaniem wszystkich sktadajqcych si? na niq elementow, przy czym rozktad temperatury stali jest w kazdej chwili pozaru rownomierny zarowno po dtugosci tych elementow, jak i w ich przekrojach poprzecznych. Oczywiscie miarodajna wartosc temperatury w kazdej chwili pozaru jednolita dla wszystkich rozpatrywanych sktadnikow ramy, zmienia si? z czasem wraz z rozwojem pozaru. Taki schemat oddziatywania pozaru stano-wi niewqtpliwe uproszczenie. W rzeczywistosci temperatura elementow stalowych o roznym przekroju poprzecznym narasta zawsze w sposob zroznicowany, nawet gdy otaczajq je gazy spa-linowe o identycznej temperaturze. Wynika to z roznych wartosci tak zwanego wskaznika ekspozycji, ktorego miarq jest stosunek nagrzewanego obwodu przekroju poprzecznego rozpatrywanego elementu do powierzchni tego przekroju. Tego typu uproszczenie jest jednak bez znaczenia dla osiqgni?cia celu zatozonego przez autorow nin iejszej pracy.
Figure 1. An outline of the frame under consideration Rycina 1. Schemat ramy rozpatrywanej w pracy Source: Own elaboration. Zrodto: Opracowanie wtasne.
The columns of the examined frame were made of cross runner HEA240, while girts were made of I-beam IPE300. As can be seen, the analysed frame used two beam-to-column joint, a unilateral one next to the edge/end left column of the frame, and a bilateral one next to an intermediate column. For comparative purposes, the presented example considers three different design options for these joints. These are (fig. 2):
Stupy ramy rozpatrywanej w przyktadzie wykonano z ksztat-townika HEA240, natomiast rygle - z dwuteownika IPE300. Jak tatwo zauwazyc, w analizowanej ramie zastosowano dwa w?zty rygiel-stup, odpowiednio jednostronny w sqsiedztwie lewego skrajnego stupa ramy i dwustronny przy stupie posrednim. W ce-lach porownawczych w niniejszym przyktadzie zaktada si? trzy rozne warianty konstrukcji tego typu w?ztow. Sq to kolejno (ryc. 2):
- joint"A" (fig.2a) - a fi^t-e/elde d joint with no web stiff-enerw
- joint"B" (fitj. 2b) - joint "A" wit0 a dditisnelhonie ontol web stiffeners placed at the levels corresponding to boamflaogns,
- fo int "C" (fig. 2c) - joint "B" with an additional stiffener pluced di<atf onal It-1 o ohe otfetr ¡stilitfnftjn.
fho inifii-l "ttifit))";) a0 eagt ji-t toopfg n-nes eetermined on tire; bafis st sep^ait on^uintlons. Tire nem-istsd oa^s ronoe ne foUswA : )|"f|
- f((r joinn 'A'" sfm = 14757^-^,
rad
r> kN • m
- for joinl "B": S~m m 7359)50 ,
rad
n kN • m
o forjn : nn"C" : SCsi >> 107000 ,
rad
whichmeans that this jointisnominallyrigid.
- j/vffzef Oyfs „A" tiic: sao _ Jfst to osAfet spawaoy oa spto Insi nachwisowe, bez zasUesowooio jesiehislxei^tt oobo;t ni^znitu^/niEaj;^gjtch srof|s|o )îfu[tf,
- wçoft tfunn „p" ttgCi 2lr) - jest -<r tedeej tyjoo „fz" inspoty nidy o aozîome zebra usztywniajqce srodnik stupa, umieszczone w poziomach odpowiadajqcych potozeniu [CScsw rwgl l .
- wifzeitypu „ COoic. 2c„^ j est to wçzet typu „B" uzt-(tntrfioifoo o "odatkowe zebro zorientowane diagonalnie WAfiçfnm nmpfznfni c2.
PoAnqtnowq gAtownesc noszcagi—A-cP wgoiantc-w wçzta acseaneasonoi na podogawit odooOoyfO obi:czse. Ott^ymaoui ocs paw^drno!
tt dis w^Po :nnu ,,A": sfn1 = 14757kN'm ,
rad
r> kN • m
tt dis w^Po „S": S=ni = 7195^ ,
rad
- dia w^fit ^ypim „C":SÇ„" >> 1 070000N,m,
rad
go -ntgogo, ie wçzetjestnominalniesztywny.
o CNI < | , | 0 IPE3Q0 g 1 , 1
=c
t= 1 2r m
b)
c)
Figure2. Jointtypes under consideration. From the left: a) joint "A" b) joint "B" b) joint "C"
Rycina 2. Typy wçztow analizowane w tekscie. Od lewej: a) wçzet typu ,,A" b) etyzet typu ,,B" c) wçzet typu „C"
Source: Own elaboration.
Zrôdto: Opracowanie wtasne.
The columns of the examined frame were rigidly fixed in the foundation. Their upper ends can only move freely vertically, which allows their unlimited thermal extension (fig. 1). It was also assumed that all frame components were effectively secured against lateral torsional buckling throughout the fire so that the frame would only be subject to in-plane buckling while any out-of-plane buckling would be disregarded. The effects of the other parts of the frame on the structural subsystem, as analysed here in detail, were modelled by adding to all the supports considered as roller supports the springs placed horizontally to constrain horizontal movement (fig. 1). This way the frame's girt is no longer able to freely extend as a result of heat, while the upper ends of both columns are also, to some extent, able to move horizontally. This detailed analysis considers three inde-
Stupy badanej ramy sq sztywno utwierdzone w fundamentach. Ich gorne konce majq mozliwosc swobodnego przemieszczania si? jedynie wkierunku pionowym, co pozwala na ich nieskr?powane wydtuzenie termiczne (ryc. 1). Zatozono rowniez, ze wszystkie ele-menty ramy sq przez caty czas pozaru skutecznie zabezpieczone przed zwichrzeniem, tak ze rama b?dzie deformowac si? jedynie w swojej ptaszczyznie (in-plane buckling), natomiast ewentualne deformacje w kierunku prostopadtym do tej ptaszczyzny (w tym takze out-of-plane buckling) b?dq pomijane. Oddziatywanie pozo-statych cz?sci ramy na rozpatrywany szczegotowo poduktad kon-strukcyjny w niniejszym przyktadzie zamodelowano przez dodanie do wszystkich podpor traktowanych jako wi?zy przegubowo prze-suwne usytuowanych poziomo spr?zyn ograniczajqcych swobod? przemieszczen poziomych (ryc. 1). W ten sposob rygiel ramy traci
pendentdesignscenarios that differin termsof the stiffness of Hoe saringsinstallad. These are:
- S cenario "a", in wNcli shs stiffnass cf aN hs.nsatei l springs is assumed toeamdiaPe,fe ka = oo
- S cenario "b", i n w hico dfe stif fskss of eachojrhs horaon-hai ^i^r^t^esisaonemadts fe fm.ee atpb ¡a (yg N_,
mm3
- S cenario "c", in which the stiffness of each of the horizontal springs is assumed to be finite, but lower than
in Scenario "b", at kf = 0.38-
N
mm
detno swobodo rasezsaj! termiszsip indukowanegcr wyatazpaisr rfcfo)mi^r;S bsfsn leaor-p mods ^tu|:)(rjo d£amczePOut;fi e.ramnoonii rsosi 0woss przemiaayczople si? rOwsies w kiorunon poz|ofnami aeelieieroepatrsjn ^i-p tfsh niedaioass sinhfsupjb fto-jelsfovaa гosdisovPdГf esztysNSieapiy anroOPdbss aprlNlгatni Sip kotejso: -n soSuat^rs „rriN di O^cfrej zslrfspk a11^, rn sztywnosa wspygrdisS pio olomoch spr?pfe jean n^sko^zoea, az at iem kf =aoCi - eyfeasts „pa dIs Уfoae| przyj?to,
z zatozonych poziomych spr?zyn |esjsZsripaenlsasuo
s wynpai kb = 0,58 N
mm
3'
- sytuacja „c", dla ktorej przyj?to, ze sztywnosc kazdej z zatozonych poziomych spr?zyn jest skonczona, ale mniejsza
niz w sytuacji „b", i wynosi jedynie kf = 0,38-
N
mm
Behaviour of the examined frame during a fully engulfed fire
Description of the material used
In order to examine how the above-mentioned frame behaves when directly exposed to fire, given these different beam-to-column design options and scenarios for the structural steel of which all frame components were made, the classical elastic-elliptical-perfectly plastic model of behaviour during a fire was adopted in line with EN 1993-1-2 recommendations [3]. This is associated with a specific approach that takes into consideration the joint stiffness resulting from the increasing temperature of joint components. This reduction was quantified in proportion to the decreasing linear elasticity of steel Ea& , where & is the temperature of steel.
Frame deformation analysis
The deformations resulting from the exposure of the frame to a fire are usually similar in qualitative terms, regardless of the joint design option or scenario. Where they differ significantly, however, is their expected movement. Figure 3 shows examples of deformations produced at successive moments throughout the fire for joints "C" and scenario "a" (solution "C-a"). The computations were made using ANSYS software [4].
It can be easily noticed that during the initial stage of the fire, as the steel temperature rises, the girt is made to expand and push the columns away which, in turn, generates axial compression force in that girt. But, over time, as temperature becomes much higher, the flexural stiffness of the girt is so low that its resistance to growing deflection crumbles. This large deflection, in turn, causes the joints within the frame to be pulled inwards, which compensates more and more effectively for the axial compression of the girt. Finally, while this girt, although significantly weakened during the fire, is still able to transfer loads, the axial compression force that has been previously generated inside it dissipates completely and the girt enters the axial ten-
Zachowanie si? badanej ramy w pozarze rozwini^tym
Charakterystyka zastosowanego materialu
W celu zbadania, jak zdefiniowana powyzej rama zachowa si? w warunkach bezposredniej ekspozycji ogniowej, przy roz-nych wariantach konstrukcji w?ztow rygiel-stup i w roznych sytuacjach projektowych, dla stali konstrukcyjnej, z ktorej zo-staty wykonane wszystkie elementy ramy, zatozono klasyczny spr?zysto-eliptyczno-idealnie plastyczny model zachowania si? w pozarze, zgodny z rekomendacjami normy EN 1993-1-2 [3]. Z zatozeniem tym wiqze si? sposob uwzgl?dniania redukcji sztywnosci w?ztow, b?dqcej skutkiem narastajecej temperatu-ry ich sktadnikow. Redukcj? t? kwantyfikowano proporcjonalnie do malejecej wartosci wspotczynnika liniowej spr?zystosci stali Ea & , gdzie & jest temperature tej stali.
Analiza deformacji ramy
Jakosciowy charakter deformacji b?dqcych skutkiem oddzia-tujecej na ram? ekspozycji ogniowej jest na ogot podobny, nieza-leznie od tego, jaki wariant konstrukcji w?zta jest zastosowany oraz ktora z wyspecyfikowanych powyzej sytuacji projektowych jest brana pod uwag?. Roznie si? za to znaczqco wartosci pro-gnozowanych przemieszczen. Na rycinie 3 pokazano przykta-dowe deformacje uzyskane w kolejnych momentach pozaru po zastosowaniu w?ztow typu „C" oraz przy analizie sytuacji projek-towej „a" (rozwiqzanie „C-a"). Obliczenia numeryczne przeprowa-dzono przy pomocy programu ANSYS [4].
tatwo zauwazyc, ze w poczqtkowej fazie pozaru rygiel ramy wydtuzajecy si? wraz z narastajece temperature stali rozpycha stupy, co skutkuje generowaniem si? w tym ryglu osiowej sity sciskajecej. Z czasem jednak, przy znaczeco wyzszej tempera-turze elementow, sztywnosc gi?tna rygla jest juz na tyle mata, ze stabnie jego opor wobec rosnecego przyrostu ugi?cia. Duze ugi?cia powoduje z kolei scieganie w?ztow ramy do wewnetrz, a to coraz efektywniej kompensuje osiowe sciskanie rygla. W koncu, o ile rozpatrywany rygiel - bardzo juz ostabiony w po-
sion phase. Obviously, girt deflection during a fire depends on the design of beam-to-column joint within the frame. The differences in deflection between solutions "A-a", "B-a" and "C-a" are presented in figure 4.
zarze - jest nadal zdolny do przenoszenia obciqzen, generowa-na w nim wczesniej osiowa sita sciskajqca catkowicie zanika i rozpoczyna siç faza jego osiowego rozciqgania. Oczywiscie, realizowane w pozarze ugiçcie rygla zalezy od tego, jak w roz-patrywanej ramie skonstruowane sq wçzty rygiel-stup. Roznice w wartosciach ugiçcia otrzymanych kolejno dla rozwiqzan „A-a", „B-a" i „C-a" zaprezentowano na rycinie 4.
0 = 20oC
0 = 200oC
0 = 400oC 0 = 600oC
Figure 3. Oeformations of tte frme sulotructsra rndar consideration, occurring at subsequent stages of the fire, based on analysing solution "C-a"(describedinthet e>rtS
Rycina3. Deformacjerozpatrywanegowprzyktadziepoduktaduramowegouzyskane wkolejnychchwilachpozaruprzyanalizierozwiqzania „C-a" (opis w tekscie) Source: Own elaboration. Zrodto: Opracowanie wtasne.
As can be seen, during the initial stage of the fire, girt deflection, originally determined for room temperature, drops significantly. This is mainly due to the thermal expansion of columns. Over time, girt deflection starts growing rapidly. It is important to note that if the frame uses relatively flexible joints "A" (solution 'A-a'S, the abbve-mentiobed inbrease in deflection is virtually noneeisigna. ^eleesl, ot a comcoeont qcmcefanare yf afqpaoxi-mately© = ®^Ar~a « 500°C,ehofi"amcreachesits soocific fire resistance limit state. The damage pattern characteristic for this joint type will be presented later in the paper (fig. 9). At this point it is only important to note that the critical temperature of the examined frame associated with its joints "B" (solution
Jak widac, w poczqtkowej fazie pozaru ugiçcie rygla wy-znaczone pierwotnie dla warunkow temperatury pokojowej zna-czqco maleje. Jest to gtownie skutek termicznego wydtuzania siç stupow. Z czasem jednak ugiçcie rygla zaczyna gwattownie narastac. Trzeba jednak podkreslic, ze w przypadku zastosow -nia w ramie stosunkowo poolatnych wçztôw typu „A" (rozwiq-zanie „A-a") wapomniany pewyzej pi"zyi"ost ugiçnia w zasadrie nie zostat djea^owann W temperaZurzu ziamonOzw ^tilizonej do 0 = &ATa « 500oC taka rama osiqgnçta bowiem spe-cyfikowany dla niej stan graniczny nosnosci ogniowej. Sposob zniszczenia charakterystyczny dla tego typu wçzta zostanie pokazany w dalszej czçsci pracy (ryc. 9). W tym miejscu na-
"B-a") and "C" (¡solution "C-a") proved to tie much higher and was &C~a 3, 630oC and ©C~a * 633oC, respectively. Similar critical temperature values for solutions "B-a" and "C-a" result from their comparable damage patterns, as illustrated in figures 10and11.
iozy jedynia zwcodc uwvgu na (и|<Г, (-t tarupvtarurc It^rtyczav badanej ramy l<ojaryona c uzsVosowacymi y n(gj wçztam0 ^ypo „В" aroow^zume „"g'k " tm")u „"I0" (rozwioyacig,|(u-a") olnuzia(a s^ej bye znaconie wyzcoa u w^mosta adizowiodlnio 0C°r~a « 6630oC i ©C~a « 633o C. Podobne wartosci temperatury krytycznej otrzymane dlorozwiiazan „В-a''i zC-a" sq raatopstwem zblizo-^etgo saoou") nniurcoania vaçzla w pozarze,co zilustrowano na rucizaaO l О i " l „
и [mm]
o-20406080100120140160 -180 т
100
200
300
1
400
500
600
700
t[s]
Figure 4. Deflections at the midspan of the girt of the frame under consideration, obtainedfor solutions "A-a,""B-a" and "C-a"(describedin the text) Rycina 4. Ugiçcia w srodku rozpiçtosci rygla rozpatrywanej ramy otrzymane dla rozwigzari „A-a", „B-a" i „C-a" (opis w tekscie) Source: Own elaboration. Zrodto: Opracowanie wtasne.
Figure 5. Location of cross-sections a — a, fî — /Ï and Y Y, respectively, for which the steel-temperature-dependent values of the internal forces induced by the fire in the end column and the adjacent grid of the frame under consideration were determined Rycina 5. Lokalizacja przekrojôw poprzecznych, dla ktôrych odpowiednio a, — Ct, P ~ fi i Y ~ Y okreslano zalezne od temperatury stali wartosci sit przekrojowych generowanych w pozarze w skrajnym stupie i sgsiadujgcym z nim ryglu rozpatrywanej ramy Source: Own elaboration. Zrodto: Opracowanie wtasne.
Redistribution of internal forces within the frame
Let us now examine the effects of unilateral beam-to-column joint design on theinternal forcesgeneratedduring afirewith-in selected cross-sections of suchjoints, locatedatthe edge column of the examinedtrume.Allresult seltown i n theU.gares below (figs. 6 and 7) refer to the design scenario "a" with infinitely stiff springs that restrict the horizontal movement of supports. The positions of the cross-sections for which the successive values of internal forces were specified, which changed as steel temperature increased, are shown in figure 5. These cross-sections are marked as a — a , 0 — ¡3 and Y — Y, respectively. It is important to note that the separation of these cross-sections from the point identified as the crossing of the axes of the elements that meet at the joint (known as the offset) does not make it possible to formally verify the balance of the joint for any specific steel temperature.
Redystrybucja sit wewn^trznych w ramie
W dalszych rozwazaniach zbadany zostanie wptyw konstrukcji jedcostconncfo u/^ztc rygiel-stup na sity wewn^trene generowa-nepeducas pozuruw wrbrsnycUprnutrojucChoprzecznych tegoz wpzta, alokulizowaneso przy skrajodm stcpierumarozpatrywa-nejw przyktadzie. Wszystkie wyniki pokazane na rysunkach za-mieszczonych ponizej (ryc. 6 i 7) dotyczq sytuacji projektowej „a" z nieskonczenie sztywnymi spr?zynami ograniczajqcymi poziome przemieszczenia podpor. Usytuowanie przekrojow poprzecznych, dla ktorych specyfikowano kolejne wartosci sit przekrojowych, zmieniajqce si? wraz z narastajqcq temperaturq stali, pokazano na rycinie 5. Przekroje te oznaczono odpowiednio symbolami: a — OC, 3 — 3 i Y — Y. Nalezy zaznaczyc, ze odseparowanie przyj?-tych przekrojow wzgl?dem punktu identyfikowanego ze skrzyzowa-niem osi elementow tqczonych w w?zle (czyli tak zwany „offset") nie daje mozliwosci formalnej weryfikacji stanu rownowagi tego w?zta przy zatozonej wartosci temperatury stali.
Figure 6. The relationship between steel temperature and the values of bending moments induced by the fire in the end beam-to-column joint of the frame under consideration; results obtained for scenario "a", in: a)ct — ct cross-section b) fi — f} cross-section c) f ~ ^"cross-section, respectively Rycina 6. Zaleznosci pomi^dzy temperaturq stali i wartosciami momentow zginajqcych generowanych w pozarze w skrajnym w^zle ryqiel-stup ramy rozpatrywanei w przyktadzie. Wyniki uzyskane dla sytuacji projektowej „a", odpowiednio: a) w przekroju a - Ct b) w przekroju P — fi c) w przekroju f ~ y Source: Own elaboration. Zrodto: Opr^owanie wtasne.
In this paper, th e results forth e fi re-s t^enan o-specific de-taNed fnatysie ep hns e^iul^tibseiho op hlnn intersl forces pro-dueedwithin tha cou^[Daeents of the examined frame substruc-tste ese pxesfpred starts frase dingrfrof showing changes in bending moments, as identified for each joint type (joints "A", "B" and "C"), in cross-sections a — a (fig. 6a), ¡3 — ¡3 (fig. 6b), and Y — Y (fig. 6c), respectively. As can be seen, for Aw imposes ioasing enO loading Oinstam et tSe trame shown in (pute t, prior so the fire (i.e., Oot © = 20oC), large bending moments were identified mainly within the girt in the examined substructure, while in columns, both above and below the girt, they remained relatively small. However, during the initial stage in the fire, as the columns expanded and the girt was compressed as a result of increasing temperature, the columns' bending moments increased rapidly, which also caused reduced girt bending. Ultimately, however, when steel temperature was high enough, the resistance of the increasingly hotter columns to the thermal expansion of the girt became significantly weaker. At the same time, the flexural stiffness of the girt itself decreased markedly. This caused girt deflections to become less and less restricted, and consequently more and more rapid. As a result of all this, the degree of column bending gradually decreased, causing girt deflections to grow. The pattern described above represents a typical redistribution of internal forces across frame components during a fire. However, it is important to bear in mind that the bending moments identified for structural components at increasing steel temperature correspond to decreasing load-bearing capacity of such components. This is mainly due to the steel-specific yield strength, which is reduced as fire develops. A comparison of the diagrams presented in figure 6 shows that the redistribution of the bending moments during a fire was not that different for joint "B" and "C" frames (fig. 2). Nonetheless, there were significant differences, both qualitative and quantitative, when joint "A" was used in the same structure. In the presented diagrams, this scenario corresponds to the significantly lower critical temperature achieved by the analysed frame as it reaches its fire resistance limit state. Similar conclusions can be drawn by comparing how the axial force generated in the girt is redistributed for joints "A", "B", and "C" (fig. 7).
As can be seen, the way the stiffness of the joint used in the frame impacts on the fire-scenario-specific redistribution of internal forces is not significant. This is particularly visible when the joint, compared to other joint designs, is so flexible that it causes the fire resistance of the frame to drop significantly as a result of being heated up. This is what happens when joint "A" is used in the frame. What seems to be much more important, from the point of view of estimating the effective load-bearing capacity for fire conditions, is the impact of the frame's flexibility level on horizontal movement. In the analysed example, such flexibility varies between the above-mentioned design scenarios, i.e. "a", "b", and "c", which correspond to different stiffness parameters of the applied springs. Figure 8 shows the redistribution of bending moments produced for different design scenarios (solutions "C-a", "C-b", and "C-c") when joint "C" was used in the frame. Interestingly, the differences in the redistribution of internal forces appear significant only during the first stage of
W niniejszej piracy zestawienie wynikow uzyskanych ze specy-fikowanej din sytoacji pcràru sneaeiptowej analizy redystrybucji sp wnwnanzeych indukey/oa^eh w elementach rozpatrywanego poylnWaduramowego rozpoczyna siç od wykresow prezentu-jqcych zmiany momnntöce zgmaj^yeh zidentyfikowanych dla piosznaei^nych ronleajow wçztôrt (tyye „A", „B" i „C") odpowied-пю w pezeazbjnah a — on (rye. eak, ß — ß (ryc. 6b) i Y — Y (ryc. 6c). Jak widac, przy obciqzeniach zewnçtrznych i schemacie rtarycaaym ramn pokynann/zh na ryainie 1, przed zainicjowaniem noknm (ie inanzy Ole 0 = 20oC), duze momenty zginajqce byty identyfikowane gtownie w ryglu rozpatrywanego poduktadu - w stupach, zarowno powyzej jak i ponizej rygla, pozostawaty na stosunkowo niskim poziomie. Jednakze, w poczqtkowej fazie pozaru, rozpychanie stupow i narastajqce ze wzrostem temperatury stali sciskanie rygla spowodowato szybki wzrost wartosci momen-tow zginajqcych stupy, co skutkowato rownoczesnym ostabieniem zginania rygla. W koricu jednak, przy odpowiednio wysokiej tempe-raturze stali, opor stawiany termicznemu wydtuzaniu siç rygla przez coraz silniej rozgrzane stupy ulegt znacznemu ostabieniu. W tym samym czasie wyraznie zmalata rowniez sztywnosc giçtna same-go rygla. Skutkowato to coraz stabiej krçpowanym - a wiçc i coraz bardziej gwattownym - przyrostem ugiçcia tego rygla. Wszystko to spowodowato zmniejszanie siç stopnia zginania stupow i towarzy-szqcy temu zjawisku powrot do coraz silniejszego zginania rygla. Przedstawiony powyzej schemat odpowiada typowemu przebie-gowi redystrybucji sit przekrojowych w elementach ramy w warunkach pozaru. Nalezy jednak miec na wzglçdzie fakt, ze momentom zginajqcym identyfikowanym w elementach konstrukcyjnych przy coraz wyzszej temperaturze stali odpowiada coraz mniejsza war-tosc nosnosci tych elementow. Wynika ona gtownie z postçpujqcej wraz z rozwojem pozaru redukcji granicy plastycznosci specyfiko-wanej dla tej stali. Porownanie wykresow zaprezentowanych na rycinie 6 pozwala na stwierdzenie, ze przebieg redystrybucji mo-mentow zginajqcych w warunkach pozaru nie roznit siç znaczqco w sytuacji, gdy w rozpatrywanej ramie zastosowano wçzet typu „B" i wçzet typu „C" (ryc. 2). Roznica, zarowno ilosciowa jak i jakoscio-wa, byta jednak wyraznie widoczna w przypadku zastosowania w tym samym ustroju wçzta typu „A". Sytuacji tej odpowiada bowiem na prezentowanych wykresach znaczqco nizsza wartosc temperatury krytycznej kojarzonej z osiqgniçciem przez analizowanq ramç stanu granicznego nosnosci ogniowej. Do analogicznych wnio-skow dochodzi siç rowniez, porownujqc zidentyfikowany kolejno dla wçztôw typu „A", typu „B" i typu „C" sposob redystrybucji sity podtuznej generowanej w ryglu (ryc. 7).
Jak widac, wptyw sztywnosci wçzta zastosowanego w ramie na specyfikowany dla sytuacji pozaru sposob redystrybucji sit przekrojowych nie jest znaczqcy. Uwidacznia siç on szczegolnie wtedy, gdy wçzet ten, w stosunku do porownywanych z nim wçztôw o innej konstrukcji, jest na tyle podatny, ze w efekcie nagrzewania determinuje wyrazne obnizenie odpornosci ogniowej badanej ramy. Tak dzieje siç w przypadku zastosowania w ramie wçzta typu „A". Znacznie bardziej istotny z punktu widzenia prognozy efektywnej nosnosci ramy szacowanej dla warunkow pozaru wydaje siç wptyw stopnia podatnosci tej ramy na przemieszczenia poziome. Podatnosc tego typu w analizowanym przyktadzie roznicowana jest przez wyszcze-golnione powyzej sytuacje projektowe, odpowiednio „a", „b" i „c",
the fire, when the temperature of the frame components is lower than 0 « 400°C. At higher temperatures, these differences seem to disappear, which suggests that, as yield strength loss becomes accelerated in structural steel, the different degrees of frame susceptibility to horizontal deformations become less relevant.
odpowiadajqce kolejno przyjçtym wartosciom sztywnosci zatozo-nych sprçzyn. Na rycinie 8 zaprezentowano przebieg redystrybucji momentow zginajqcych uzyskanych po zastosowaniu w badanej ramie wçzta typu „C" dla kolejnych rozpatrywanych w przyktadzie sytuacji projektowych (rozwiqzania „C-a", „C-b" i „C-c"). Co ciekawe, roznice w przebiegu redystrybucji sit przekrojowych sq tu znaczqce w zasadzie jedynie w pierwszej fazie pozaru, gdy temperatura ele-mentow ramy nie przekracza wartosci © « 400oC. W tempera-turze wyzszej wydajq siç zanikac, co swiadczy o tym, ze przy coraz szybciej postçpujqcej redukcji granicy plastycznosci stali konstruk-cyjnej zroznicowanie stopnia podatnosci ramy na deformacje po-ziome traci swe istotne znaczenie.
0
-20
-40
-60
-80
-100
-120
-140
-160 [kN]
100
200
300
400
500
600
700
t[s]
Figure 7. The relationship between steel temperature and the values of the axial force induced by the fire in the girt of the frame under consideration; results obtained for / ~ Y cross-section and scenario "a"
Rycina 7. Zaleznosci pomi^dzy temperaturg stali a wartosciami sity osiowej generowanej w pozarze w ryglu ramy rozpatrywanej w przyktadzie. Wyniki uzyskano dla przekroju f — y i sytuacji projektowej „a" Source: Own elaboration. Zrodto: Opracowanie wtasne.
Joint damage patterns during a fire
Another area where the tested frame structure behaved differently during a fire was how the hot joint was getting damaged. These different damage patterns were produced by the use of stiffening ribs, or lack thereof, in the joint. As shown in figure 9, in the frame with joints "A" and no web stiffeners, failure occurred as a result of buckling instability of the intermediate column at the lower girt line, which immediately caused both column flanges to become locally unstable.
The reliable model of the fire-induced damage of joint "B" featuring horizontal web stiffeners at both the upper and lower beam flanges proved completely different from the previous one. Here, at a much higher steel temperature, the end column was seen to lose its local stability at the lower beam flange (fig. 10a). The joint featuring an intermediate column damaged in a slightly different way, with instability at the lower line of the left girt being observed in this case (fig. 10b).
Sposoby zniszczenia wçzta w pozarze
Kolejnym czynnikiem roznicujqcym zachowanie siç badane-go ustroju ramowego w warunkach pozaru jest zaobserwowany sposob niszczenia siç rozgrzanego wçzta. Sposob ten determi-nowany jest przez zastosowane w wçzle zebra usztywniajqce lub ewentualnie przez ich brak. Jak pokazano na rycinie 9, w ramie z zastosowanymi wçztami typu „A" z nieuzebrowanymi srodnikami stupow wyczerpanie nosnosci nastqpito wskutek utraty statecznosci srodnika stupa posredniego w poziomie dol-nych pasow rygli, co natychmiast pociqgnçto za sobq lokalnq niestatecznosc obydwu pasow tego stupa.
Miarodajny model zniszczenia w pozarze wçzta typu „B", z zastosowanymi zebrami poziomymi usztywniajqcymi srodniki stupow w poziomie gornych i dolnych pasow rygli, okazat siç catkowicie odmienny od poprzedniego. Tym razem, przy znaczq-co juz wyzszej temperaturze stali, w przypadku stupa skrajnego zaobserwowano lokalnq utratç statecznosci pasa tego stupa
Joint damage patterns similar to those presented in figure 10 were also recorded when joints "C" were used in the examined substructure. These are shown in figure 11.
w poziomie dolnego pasa rygla (ryc. 10a). Nieco inaczej prze-biegato zniszczenie wçzta zawierajqcego stup posredni. W tym przypadku odnotowano utratç statecznosci dolnego pasa lewego rygla (ryc. 10b).
Sposoby zniszczenia wçztôw, analogiczne do tych zaprezen-towanych na rycinie 10, uzyskano takze w przypadku zastosowa-nia w rozpatrywanym poduktadzie ramowym wçztôw typu „C". Pokazano je na rycinie 11.
Figure 8. The relationship between steel temperature and the values of bending moments induced by the fire in joint "C" of the frame under consideration, in scenarios "a", "b" and "c"; results obtained for a) a — Ct cross-section b) ji — fi cross-section c) Y ~ Y cross-section, respectively
Rycina 8. Zaleznosci pomi^dzy temperature stali a wartosciami momentow zginajqcych generowanych w pozarze w w^zle typu ,,C" ramy rozpatrywanej w przyktadzie w kolejnych sytuacjach projektowych; „a", ,,b" i ,,c". Wyniki uzyskane odpowiednio: a) w przekroju a — Ct b) w przekroju fl — ft c) w przekroju y — y Source: Own elaboration. Zrodto: Opracowanie wtasne.
Figure9.Local instabiftyefthecolurenweb atthelowerbeamflanges ase fyebndaceddambge p astetn forjolat "A"
Rycina 9. LokaldaniesCanecen osc sroUnikodtupa pasreWnieg0 w n°niomie dol nyeh padnw ryglijekamodai aninzczenia w wasunkach pozaru mia-rodajny dla wçzta typu „A"
Source: Own elaboration.
Zrodto: Opracowanie wtasne.
Figure 10. Fire-induced damage patterns for joint "B" as regards:) end columnsb) intermediate columns
Rycina 10. Modele zniszczenia wwarungmchponarumianodagne dla wçztôw typu „B": a) w przypadku stupa skrajnego b) w przypadku stupa posredniego
Source: Own elaboration. Zrodto: Opracowanie wtasne.
Final remarks
The analyses presented in this paper build on broader research conducted by the authors to identify the potential patterns for the redistribution of internal forces, as found in load-bearing steel structures during a fire. The results of such previous studies have been published, e.g. in a conference report entitled Recent progress in steel and composite structures, Proceedings of the 13th International Conference on Metal Structures [5]. The numerical simulations results, as described above, support the view that different designs of frame joints, which translate into their varying stiffness, can produce different
Uwagi koncowe
Rozwazania prezentowane w niniejszej pracy stanowiq konty-nuacjç szerszych badan prowadzonych przez autorow w celu rozpo-znania potencjalnie mozliwych schematow redystrybucji sit przekro-jowych realizowanej w ogarniçtych pozarem stalowych ramowych ustrojach nosnych. Wczesniejsze wyniki tych prac byty publikowane miçdzy innymi w materiatach pokonferencyjnych pt. Recent progress in steel and composite structures, Proceedings of the 13th International Conference on Metal Structures [5]. Przytoczone powyzej rezultaty sy-mulacji numerycznej potwierdzajq przekonanie, ze rozna konstruk-cja wçztow ramy, przektadajqca siç w konsekwencji na ich roznq
fire-induced damage patterns. Nevertheless, this does not necessarily mean that the analysed frame exhibits diverse response patterns when exposed to a fire. On the one hand, bending moments, which are generally dominant in the girt prior to the fire, first gradually start losing their importance as the fire progresses, only to regain their leading role when the temperature becomes sufficiently high. On the other hand, the bending moments in the frame columns, which usually tend to be insignificant when there is no fire, first rise as a result of the increased compressive axial force exerted on the girts, only to become weak again when that force diminishes. While different joint designs share a similar general pattern of the redistribution of internal forces, there might be some important differences in terms of the joint-specific critical temperature associated with the fire resistance limit state achieved by the analysed frame. Such differences were observed for joints "A", for which that temperature proved to be much lower compared to joints "B" or "C", due to their significant initial flexibility. As a result, such joints could not fully go through all stages of the internal force redistribution process, which was easily achieved by similar frames with more rigid joints. The simulation performed by the authors has also demonstrated that the initial differences in susceptibility to horizontal deformations were not significant for the expected response of the examined frame to fire exposure. Even though such differences in susceptibility during initial stages of the fire produce fairly significant differences in the correlation between the steel temperature reached by frame components and the internal forces generated in such components at specific temperatures, they quickly lose their importance as the fire progresses. This is because the individual frame components are losing their load-bearing capability and, consequently, their flexural stiffness.
sztywnosc, moze skutkowac w warunkach pozaru realizacjq rózniq-cych si? wzajemnie modeli zniszczenia. Nie musi to jednak wcale oznaczac generowania si? w pozarze odmiennych schematów od-powiedzi badanej ramy na ekspozycj? pozarowq. Z jednej strony mo-menty zginajqce z reguty dominujqce w ryglu przed zainicjowaniem pozaru, w czasie jego trwania najpierw stopniowo tracq na znacze-niu, aby przy odpowiednio wysokiej temperaturze odzyskac swojq wiodqcq rol?. Z drugiej strony momenty zginajqce stupy ramy, na ogót nieznaczne w sytuacji, gdy nie ma pozaru, najpierw intensyfiku-jq si? wskutek wzmozonego oddziatywania sity osiowej sciskajqcej rygle, aby w koncu ulec z powrotem ostabieniu, gdy sita ta traci na znaczeniu. Pomimo podobnego dla róznych wariantów konstrukcji w?ztów ogólnego schematu realizacji redystrybucji sit przekrojo-wych istotnie rózna co do wartosci moze okazac si? specyfikowana przy zatozeniu zastosowania tych w?ztów temperatura krytyczna kojarzona z osiqgni?ciem przez analizowanq ram? stanu graniczne-go nosnosci ogniowej. Tego typu róznic? odnotowano w przypadku zastosowania w?ztów typu „A", dla których - z uwagi na ich duzq po-czqtkowq podatnosc - temperatura ta okazata si? znaczqco nizsza niz to miato miejsce po zastosowaniu w?ztów typu „B" lub typu „C". Skutkiem tej róznicy byt mi?dzy innymi brak mozliwosci petnej realizacji wszystkich etapów redystrybucji sit przekrojowych, z tatwosciq osiqganych przez analogicznq ram? z w?ztami o wi?kszej sztywno-sci. Przeprowadzona symulacja pokazata równiez, ze w prognozo-wanej odpowiedzi badanej ramy na ekspozycj? pozarowq istotnego znaczenia nie ma takze poczqtkowe zróznicowanie jej podatnosci na ewentualne deformacje poziome. Rozbieznosci w tego rodzaju podatnosci w poczqtkowej fazie pozaru determinujq co prawda dosc znaczqce zróznicowanie zaleznosci pomi?dzy temperaturq stali osiqganq w elementach ramy i indukowanymi w tych elementach i w tej temperaturze sitami przekrojowymi, niemniej jednak w dal-szym przebiegu pozaru tracq one szybko na znaczeniu. Dzieje si? tak ze wzgl?du na coraz bardziej zaawansowanq redukcj? nosnosci poszczególnych elementów ramy i towarzyszqce jej post?pujqce ostabienie ich sztywnosci gi?tnej.
a)
b)
Figure 11. Fire-induced damage patterns for joint "B" as regards: a) end columns b) intermediate columns
Rycina 11. Modele zniszczenia w warunkach pozaru miarodajne dla wçztow typu „B": a) w przypadku stupa skrajnego b) w przypadku stupa posredniego
Source: Own elaboration. Zrodto: Opracowanie wtasne.
Literature / Literatura
[1] El-Rimawi J.A., Burgess I.W., Plank R.J., Studies of the behaviour of steel subframes with semi-rigid connections in fire, "Journal of Constructional Steel Research" 1999 , 49, 83-98.
[2] Liu J., Jána T., Wald F., Internal forces in the structure during fire test, w: Proceedings of the 7th European Conference on Steel and Composite Structures "Eurosteel 2014", R. Landolfo, F.M. Mazzolani (red.), Napoli, Italy, September 10-12, 2014, abstract 801-803, article - pen-drive, 6 pages.
[3] EN 1993-1-2. 2005. Eurocode 3: Design of steel structures. Part 1-2: General rules. Structural fire design.
[4] Maslak M., Pazdanowski M., Wozniczka R, Influence of joint stiffness on the behavior of steel bearing frame under fire conditions, w: Proceedings of the 8th European Conference on Steel and Composite Structures "Eurosteel 2017", J. Jonsson (red.), Copenhagen, Denmark, September 13-15, 2017, article - pen-drive, 10 pages.
[5] Maslak M., Pazdanowski M., Snela M., Redistribution of internal forces generated in a steel frame structure with flexible joints when exposed to a fire, w: Recent progress in steel and composite structures, Proceedings of the 13th International Conference on Metal Structures (ICMS 2016), M. Gizejowski, A. Koztowski, J. Marcinowski, J. Ziotko (red.), Zielona Gora, Poland, June 15-17, 2016, CRC Press/Balkema, Leiden, The Netherlands, abstract pp. 136-137, article - CD 315-322.
MARIUSZ MASLAK, PH.D., D.SC., PROF. CUT - Associate Professor at the Department of Metal Structures of the Faculty of Civil Engineering, the Cracow University of Technology. His focus areas are the development, maintenance and verification of the safety of various types of steel load-bearing structures, including in particular the behaviour of such structures when exposed to fire. A member of the International Association for Fire Safety Science (IAFSS). A member of the Technical Committee 3 (TC3): "Fire Safety" of the European Convention for Constructional Steelwork (ECCS) representing Poland, and also a member of the Technical Committee CEN TC 250/SC3: "Evolution Group Eurocode 3, Part 1-2". Between 2010 and 2014 he was a member of the Management Committee of the International Research Project COST TU0904 "Integrated Fire Engineering and Response". A member of the Management Committee of the International Research Project COST TU1402 "Quantifying the Value of Structural Health Monitoring". A head of the project N N506 243938 funded by the Polish Ministry of Science and Higher Education called "Measures for safety and their interrelations in the accidental design situation of a fully developed fire" (including between 2010 and 2014).
PIOTR WOZNICZKA, PH.D. - licensed construction designer. Assisstant professor at the Department of Metal Structures of the Faculty of Civil Engineering, the Cracow University of Technology. Currently, he delas with the issues of modelling complex steel load-bearing structures' response to fire exposure.
DR HAB. INZ. MARIUSZ MASLAK, PROF. PK - profesor nadzwyczajny w Katedrze Konstrukcji Metalowych na Wydziale Inzynierii Lgdowej Politechniki Krakowskiej. Zajmuje si? ksztattowaniem, utrzymaniem i weryfikacjg stanu bezpieczenstwa roznego typu stalowych ustrojow nosnych ze szczegolnym uwzgl?dnieniem zachowania si? tego typu konstrukcji w warunkach ekspozycji ogniowej. Cztonek International Association for Fire Safety Science (IAFSS). Z ramienia Polski cztonek Technical Committee 3 (TC3): „Fire Safety" przy European Convention for Constructional Steelwork (ECCS), a takze cztonek Komitetu Tech-nicznego CEN TC 250/SC3: „Evolution Group Eurocode 3, Part 1-2". W latach 2010-2014 cztonek Komitetu Zarzgdzajgcego Mi?dzynaro-dowego Projektu Badawczego COST TU0904 „Integrated Fire Engineering and Response". Od roku 2014 cztonek Komitetu Zarzgdzajgcego Mi?dzynarodowego Projektu Badawczego COST TU1402 „Quantifying the Value of Structural Health Monitoring. Kierownik grantu badawcze -go wtasnego N N506 243938 „Miary bezpieczenstwa i ich wzajemne relacje w wyjgtkowej sytuacji projektowej pozaru rozwini?tego" (row-niez w latach 2010-2014).
DR INZ. PIOTR WOZNICZKA - uprawniony projektant budowlany. Adiunkt naukowo-badawczy w Katedrze Konstrukcji Metalowych na Wydziale Inzynierii Lgdowej Politechniki Krakowskiej. Zajmuje si? problematykg modelowania odpowiedzi ztozonych stalowych ustrojów nosnych na oddziatywanie pozarowe.
Stworzenie angloj?zycznych wersji oryginalnych artykutów naukowych wydawanych w kwartalniku „BITP. Bezpieczenstwo i Technika Pozarnicza" - zadanie finansowane w ramach umowy 658/P-DUN/2018 ze srodków Ministra Nauki i Szkolnictwa Wyzszego przeznaczonych na dziatalnosc upowszechniajqcq nauk?.
Mlnlsierstwo Nauki i Sikoflmctwa Wyztiego
