Главная страница Случайная страница
Разделы сайта
АвтомобилиАстрономияБиологияГеографияДом и садДругие языкиДругоеИнформатикаИсторияКультураЛитератураЛогикаМатематикаМедицинаМеталлургияМеханикаОбразованиеОхрана трудаПедагогикаПолитикаПравоПсихологияРелигияРиторикаСоциологияСпортСтроительствоТехнологияТуризмФизикаФилософияФинансыХимияЧерчениеЭкологияЭкономикаЭлектроника
Національний стандарт України 4 страница
|
|
| Таблиця 3.2b – Значення класу Х параметрів діаграми “напруження-деформація” гарячекатаної та холоднодеформованої арматури за підвищених температур | Table 3.2b: Class X values for the parameters of the stress-strain relationship of hot rolled and cold worked reinforcing steel at elevated temperatures |
| Температура сталі θ, 0C Steel Temperature θ [0C] | fsy, θ /fyk гарячекатана та холоднодеформована hot rolled and cold worked | fsp, θ /fyk гарячекатана та холоднодеформована hot rolled and cold worked | Es, θ /Es гарячекатана та холоднодеформована hot rolled and cold worked | |||
| 1, 00 | 1, 00 | 1, 00 | ||||
| 1, 00 | 1, 00 | 1, 00 | ||||
| 1, 00 | 0, 87 | 0, 95 | ||||
| 1, 00 | 0, 74 | 0, 90 | ||||
| 0, 90 | 0, 70 | 0, 75 | ||||
| 0, 70 | 0, 51 | 0, 60 | ||||
| 0, 47 | 0, 18 | 0, 31 | ||||
| 0, 23 | 0, 07 | 0, 13 | ||||
| 0, 11 | 0, 05 | 0, 09 | ||||
| 0, 06 | 0, 04 | 0, 07 | ||||
| 0, 04 | 0, 02 | 0, 04 | ||||
| 0, 02 | 0, 01 | 0, 02 | ||||
| Примітка.Вибір між значеннями класу N (Таблиця 3.2а) та класу Х (Таблиця 3.2b), що використовуються в країні, може бути зазначений в її Національному Додатку. Для використання рекомендовані значення класу N. Значення класу Х рекомендовано тільки коли це експериментально доведено. | Note: The choice of Class N (Table 3.2a) or X (Table 3.2b) to be used in a Country may be found in its National Annex. Class N is generally recommended. Class X is recommended only when there is experimental evidence for these values. | |||||
| 3.2.4 Попередньо напружена арматура (1) Міцнісні та деформаційні властивості попередньо напруженої арматури за підвищених температур визначають за допомогою математичних моделей, що зазначені в 3.2.3 для ненапруженої арматури. (2) Значення параметрів для холоднодеформованої (дріт та канати) та термомеханічно зміцненої попередньо напруженої (стрижні) арматури за підвищених температур виражені fpy, θ /(β fpk), fpp, θ /(β fpk), Ep, θ /Ep, ε pt, θ , ε pu, θ . Значення β надані на вибір для класів А та В. Для значень класу А (див. таблиця 3.3) β визначають за формулою: | 3.2.4 Prestressing steel (1) The strength and deformation properties of prestressing steel at elevated temperatures may be obtained by the same mathematical model as that presented in 3.2.3 for reinforcing steel. (2) Values for the parameters for cold worked (wires and strands) and quenched and tempered (bars) prestressing steel at elevated temperatures are given by fpy, θ /(β fpk), fpp, θ /(β fpk), Ep, θ /Ep, ε pt, θ [-], ε pu, θ . [-]. The value of β is given by the choice of Class A or Class B. For Class A, β is given by Expression (3.2) (see Table 3.3): | |||||||||||
| Таблиця 3.3 – Значення параметрів діаграми «напруження-деформація» холоднодеформованої (хд) (дріт та канати) та для термомеханічно зміцненої попередньо напруженої (тз) (стрижень) арматури за підвищених температур | Table 3.3: Values for the parameters of the stress-strain relationship of cold worked (cw) (wires and strands) and quenched and tempered (q & t) (bars) prestressing steel at elevated temperatures | |||||||||||
| θ, 0C | fpy, θ /(β fpk) | fpp, θ /(β fpk) | Ep, θ /Ep | ε pt, θ | ε pu, θ | |||||||
| хд cw | тз q & t | хд cw | тз q & t | хд cw | тз q & t | хд, тз cw, q & t | хд, тз cw, q & t | |||||
| Клас А Class A | Клас В Class B | |||||||||||
| 2a | 2б | |||||||||||
| 1, 00 | 1, 00 | 1, 00 | 1, 00 | 1, 00 | 1, 00 | 1, 00 | 0, 050 | 0, 100 | ||||
| 1, 00 | 0, 99 | 0, 98 | 0, 68 | 0, 72 | 0, 98 | 0, 76 | 0, 050 | 0, 100 | ||||
| 0, 87 | 0, 87 | 0, 92 | 0, 51 | 0, 62 | 0, 95 | 0, 51 | 0, 050 | 0, 100 | ||||
| 0, 70 | 0, 72 | 0, 86 | 0, 32 | 0, 58 | 0, 88 | 0, 62 | 0, 055 | 0, 105 | ||||
| 0, 50 | 0, 46 | 0, 69 | 0, 13 | 0, 52 | 0, 81 | 0, 41 | 0, 060 | 0, 110 | ||||
| 0, 30 | 0, 22 | 0, 26 | 0, 07 | 0, 14 | 0, 54 | 0, 20 | 0, 065 | 0, 115 | ||||
| 0, 14 | 0, 10 | 0, 21 | 0, 05 | 0, 11 | 0, 41 | 0, 15 | 0, 070 | 0, 120 | ||||
| 0, 06 | 0, 08 | 0, 15 | 0, 03 | 0, 09 | 0, 10 | 0, 10 | 0, 075 | 0, 125 | ||||
| 0, 04 | 0, 05 | 0, 09 | 0, 02 | 0, 06 | 0, 07 | 0, 06 | 0, 080 | 0, 130 | ||||
| 0, 02 | 0, 03 | 0, 04 | 0, 01 | 0, 03 | 0, 03 | 0, 03 | 0, 085 | 0, 135 | ||||
| 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 090 | 0, 140 | ||||
| 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 095 | 0, 145 | ||||
| 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 00 | 0, 100 | 0, 150 | ||||
| Примітка. Для проміжних значень температури застосовується лінійна інтерполяція. | Note: For intermediate values of temperature, linear interpolation may be used. | |||||||||||
| (2) Значення параметрів для холоднодеформованої (дріт та канати) та термомеханічно зміцненої попередньо напруженої (стрижні) арматури за підвищених температур виражені fpy, θ /(β fpk), fpp, θ /(β fpk), Ep, θ /Ep, ε pt, θ , ε pu, θ . Значення β надані на вибір для класів А та В. Для значень класу А (див. таблиця 3.3) β визначають за формулою: | (2) Values for the parameters for cold worked (wires and strands) and quenched and tempered (bars) prestressing steel at elevated temperatures are given by fpy, θ /(β fpk), fpp, θ /(β fpk), Ep, θ /Ep, ε pt, θ [-], ε pu, θ . [-]. The value of β is given by the choice of Class A or Class B. For Class A, β is given by Expression (3.2) (see Table 3.3): | |||||||||||
β = 
(3.2)
| Де визначення та значення для, ε uk, fp0, 1k, fpk та Ep за нормальних температур наведені в розділі 3.3 EN 1992-1-1. Для значень класу В (див. таблиця 3.3) β = 0, 9. Примітка. Вибір значень класу А або, що використовуються в країні, може бути зазначений в її Національному Додатку. (3) Якщо враховуються теплові впливи (EN 1991-1-2, розділ 3) при моделюванні реальної пожежі та низхідної температурної ділянки, можуть використовуватись значення діаграми «напруження-деформація» попередньо напруженої арматури, визначені в (2) як достатньо точні. 3.3 Теплофізичні та термомеханічні властивості бетону на силікатному та карбонатному заповнювачі 3.3.1 Температурне розширення (1) Температурну деформацію ε с(θ) бетону можна визначити за температур, починаючи з 20 0С: Бетон на силікатному заповнювачі: | Where the definitions and values for ε uk, fp0, 1k, fpk and Ep at normal temperature are given in Section 3.3 of EN 1992-1-1. For Class B, β is equal to 0, 9 (see Table 3.3). Note: The choice of Class A or Class B for use in a Country may be found in its National Annex. (3) When considering thermal actions according to EN 1991-1-2 Section 3 (natural fire simulation), particularly when considering the decreasing temperature branch, the values for the stress-strain relationships of prestressing steel specified in (2) may be used as a sufficiently precise approximation. 3.3 Thermal and physical properties of concrete with siliceous and calcareous aggregates 3.3.1 Thermal elongation (1) The thermal strain ε с(θ) of concrete may be determined from the following with reference to the length at 20°C: Siliceous aggregates: | |
ε c(θ)=-1, 8´ 10-4+9´ 10-6θ +2, 3´ 10-11θ 3 для for 20 0C≤ θ ≤ 700 0C
ε c(θ)=14´ 10-3 для for 700 0C< θ ≤ 1200 0C
| Бетон на карбонатному заповнювачі: | Calcareous aggregates: |
ε c(θ)=-1, 2´ 10-4+6´ 10-6θ +1, 4´ 10-11θ 3 для for 20 0C≤ θ ≤ 805 0C
ε c(θ)=12´ 10-3 для for 805 0C< θ ≤ 1200 0C
де θ – температура бетону, 0С.
| Де θ – температура бетону, 0С. (2) Графік залежності температурного розширення від температури наведено на рисунку 3.5. 3.3.2 Питома теплоємність (1) Питома теплоємність сp(θ) бетону в сухому стані (u =0 %) визначається як: Бетон на силікатному та карбонатному заповнювачах заповнювачі: де θ – температура бетону, 0С; cp(θ), кДж/(кг·К) – відображена на рисунку 3.5а. | Where θ is the concrete temperature (°C). (2) The variation of the thermal elongation with temperatures is illustrated in Figure 3.5. 3.3.2 Specific heat (1) The specific heat сp(θ) of dry concrete (u =0 %) may be determined from the following: Siliceous and calcareous aggregates: where θ is the concrete temperature (°C). c p(θ) (kJ /kg K) is illustrated in Figure 3.6a. |
сp(θ)=900 Дж/(кг·К) 20 0C≤ θ ≤ 100 0C
сp(θ)=900+(θ -100) Дж/(кг·К) для for 100 0C< θ ≤ 200 0C
сp(θ)=1000+(θ -200)/2 Дж/(кг·К) для for 200 0C< θ ≤ 400 0C
сp(θ)=1100 Дж/(кг·К) для for 400 0C< θ ≤ 1200 0C
| де θ – температура бетону, 0С. cp(θ) – відображена на рисунку 3.5а, кДж/(кг·К). | where θ is the concrete temperature (°C). cp(θ) (kJ /kg K) is illustrated in Figure 3.6a. |
(Dl/l)c(10-3)
θ, 0С[0С]
| 1 – силікатний заповнювач 2 – карбонатний заповнювач Рисунок 3.5 – Повне температурне розширення бетону (2) Якщо вологість не враховується в методі розрахунку, залежність наведена для питомої теплоємності для силікатного та карбонатного заповнювачів може моделюватись постійним значеннями cp.peak для температурного інтервалу від 100 0С до 115 0С з лінійним зменшенням за температури від 1150С до 200 0С. cp.peak= 900 Дж/(кг·К) для вологості більше 0 % cp.peak= 1470 Дж/(кг·К) для вологості більше 1, 5 % cp.peak= 2020 Дж/(кг·К) для вологості більше 3 % Під час подальшого нагріву встановлюється лінійна залежність між (115 0С, cp.peak) та (200 0С, 1000 Дж/(кг·0К)). Для іншого значення вологості прийнятна лінійна інтерполяція. Пікові значення питомої теплоємності наведені на рисунку 3.6а. (3) Зміна густини залежно від температури залежить від втрати води і визначається | Curve 1: Siliceous aggregate Curve 2: Calcareous aggregate Figure 3.5Total thermal elongation of concrete (2) Where the moisture content is not considered explicitly in the calculation method, the function given for the specific heat of concrete with siliceous or calcareous aggregates may be modelled by a constant value, cp.peak, situated between 100°C and 115°C with linear decrease between 115°C and 200°C. cp.peak =900 J/kg K for moisture content of 0 % of concrete weight cp.peak =1470 J/kg K for moisture content of 1, 5 % of concrete weight cp.peak =2020 J/kg K for moisture content of 3, 0 % of concrete weight And linear relationship between (115 0С, cp.peak) and (200°C, 1000 J/kg K). For other moisture contents a linear interpolation is acceptable. The peaks of specific heat are illustrated in Figure 3.6a. (3) The variation of density with temperature is influenced by water loss and is defined as follows |
ρ (θ)=ρ ( 20 0С) для for 20 0С≤ θ ≤ 115 0С
ρ (θ)=ρ ( 20 0С)´ ( 1-0, 02(θ -115)/85 ) для for 115 0С< θ ≤ 200 0С
ρ (θ)=ρ ( 20 0С)´ ( 0, 98-0, 03(θ -200)/200 ) для for 200 0С< θ ≤ 400 0С
ρ (θ)=ρ ( 20 0С)´ ( 0, 95-0, 07(θ -400)/800 ) для for 400 0С< θ ≤ 1200 0С
| (4) Зміна об’ємної теплоємності cv(θ) (добуток ρ (θ) та сp(θ)) наведено на рисунку 3.6б для бетону з вологістю 3 % та густиною 2300 кг/м3. | (4) The variation of volumetric specific heat cv(θ) (product of ρ (θ) and сp(θ)) is illustrated in Figure 3.6b for concrete with a moisture content of 3% by weight and a density of 2300 kg/m3. |
cρ (θ), кДж/(кг·К) [kJ/kgK]
θ, 0С [0С]
| а) Залежність питомої теплоємності cρ (θ) бетону на силікатному заповнювачі із вологістю u 0, 1, 5 та 3 %від температури | a) Specific heat, cρ (θ) as function of temperature at 3 different moisture contents, u, of 0, 1, 5 and 3 % by weight for siliceous concrete |
cν (θ), кДж/(м3·К) [kJ/mK]
θ, 0С [0С]
| b) Залежність об’ємної теплоємності cv(θ) бетону на силікатному заповнювачі із вологістю u =3 % та густиною більше 2300 кг/м3 від температури Рисунок 3.8– Питома теплоємність та об’ємна теплоємність 3.3.3 Теплопровідність (1) Теплопровідність λ c бетону може визначатися з інтервалу між нижнім та верхнім граничним значенням наведеними в (2). Примітка 1. Значення теплопровідності може встановлюватись в Національному додатку в діапазоні, визначеному нижньою та верхньою межею. Примітка 2. Додаток А застосовується для нижньої межі. Решта пунктів цієї частини 1-2 незалежні від вибору теплопровідності. Для високоміцного бетону див. 6.3. (2) Верхню межу теплопровідності λ c бетону можна визначити: | b) Volumetric specific heat, cv(θ) as function of temperature at a moisture content, u, of 3% by weight and a density of 2300 kg/m3 for siliceous concrete) Figure 3.6: Specific heat and volumetric specific heat 3.3.3 Thermal conductivity (1) The thermal conductivity λ c of concrete may be determined between lower and upper limit values, given in (2) below. Note 1: The value of thermal conductivity may be set by the National annex within the range defined by lower and upper limit. Note 2: Annex A is compatible with the lower limit. The remaining clauses of this part 1-2 are independent of the choice of thermal conductivity. For high strength concrete, see 6.3. (2) The upper limit of thermal conductivity λ c of normal weight concrete may be determined from: | |
λ c=2-0, 2451(θ /100)+0, 0107(θ /100)2 для for 20 0С≤ θ ≤ 1200 0C, Вт/(м·К) W/m K
| де θ – температура бетону. Нижню межу теплопровідності λ c бетону можна визначити: | where θ is the concrete temperature. The lower limit of thermal conductivity λ c of normal weight concrete may be determined from: |
λ c=1, 36-0, 136(θ /100)+0, 0057(θ /100)2 для for 20 0С≤ θ ≤ 1200 0C, Вт/(м·К) W/m K
| де θ – температура бетону. (3) Зміну верхньої та нижньої межі теплопровідності залежно від температури наведено на рисунку 3.7. 3.4 Температурне видовження ненапруженої та попередньо напруженої арматури (1) Температурну деформацію ε s(θ) арматури можна визначити починаючи з 20 0С за наступними температурними залежностями: Ненапружена арматура: | where θ is the concrete temperature. (3) The variation of the upper limit and lower limit of thermal conductivity with temperature is illustrated in Figure 3.7. 3.4 Thermal elongation of reinforcing and prestressing steel (1) The thermal strain ε s(θ) of steel may be determined from the following with reference to the length at 20°C: Reinforcing steel: |
ε s(θ)=-2, 416´ 10-4+1, 2´ 10-5θ +0, 4´ 10-8θ 2 для for 20 0С≤ θ ≤ 750 0C
ε s(θ)=11´ 10-3 для for 750 0С< θ ≤ 860 0C
ε s(θ)=-6, 2´ 10-3+2´ 10-5θ для for 860 0С< θ ≤ 120 0C
| Попередньо напружена арматура: | Prestressing steel: |
ε s(θ)=-2, 016´ 10-4+10-5θ +0, 4´ 10-8θ 2 для for 20 0С≤ θ ≤ 1200 0C
| де θ – температура арматури, 0С (2) Зміна температурного видовження залежно від температури наведена на рисунку 3.8. | where θ is the steel temperature (°C) (2) The variation of the thermal elongation with temperatures is illustrated in Figure 3.8. |
λ c, Вт/(м·К) [W/m K]
θ, 0С [0С]
| 1 – верхня межа; 2 – нижня межа. Рисунок 3.7– Теплопровідність бетону | 1 Upper limit 2 Lower limit Figure 3.7: Thermal conductivity of concrete |
θ, 0С [0С]
| 1 – ненапружена арматура 2 – попередньо напружена арматура Рисунок 3.8 –Повне температурне видовження арматури | Curve 1: Reinforcing steel Curve 2: Prestressing steel Figure 3.8: Total thermal elongation of steel |
| РОЗДІЛ 4 МЕТОДИКА РОЗРАХУНКУ 4.1 Загальні положення (1)Р Наступні методи розрахунку використовують за умови виконання 2.4.1 (2)Р: - конструювання згідно з визнаними розрахунковими рішеннями (табличних даних та результатів випробувань, розділ 5) - спрощені методи розрахунку для елементів визначених типів, див. 4.2 - уточнені методи розрахунку для моделювання роботи елементів конструкцій, частин конструкцій або цілої споруди, див. 4.3. Примітка 1. При використанні розрахункових методів цілісність (Е) визначають, враховуючи 4.6. Примітка 2. При визначенні теплоізолювальної здатності (І) початкова температура навколишнього середовища приймається 20 0С. Примітка 3. Рішення щодо використання уточнених методів розрахунку в країні приймається в Національному додатку. (2)Р Крихкому руйнуванню слід запобігати за допомогою відповідних заходів або враховувати вплив крихкого руйнування на відповідні характеристики вимог (R та/або ЕІ), див. 4.5. (3) Раптове руйнування, спричинене надмірним видовженням арматури без зчеплення з бетоном, внаслідок нагрівання попередньо напружених конструкцій не допускається. 4.2 Спрощений метод розрахунку 4.2.1 Загальні положення (1) Спрощені методи розрахунку поперечного перерізу можуть використовуватись для визначення несучої здатності нагрітого поперечного перерізу та порівняння із значенням навантаженням за відповідного сполучення впливів, див. 2.4.2. Примітка 1. В додатку В наведено два альтернативні методи. В.1 «Метод ізотерми 500 0С» та В.2 «Зональний метод» для розрахунку опору згинальним моментам та осьовим силам. Такі моделі можуть включати впливи другого порядку. Ці методи придатні для конструкцій, що зазнають впливу стандартного температурного режиму. Метод В.1 може використовуватись в поєднанні зі стандартним температурним режимом та параметричним впливом пожежі. Метод В.2 рекомендується використовувати для малих перерізів та гнучких колон, але тільки за стандартного температурного режиму. Примітка 2. В додатку С наведено зональний метод аналізу малих перерізів колон із значними впливами другого порядку. (2) Розрахунок на зріз, кручення та анкерування згідно з 4.4. Примітка. В додатку D наведено спрощений метод розрахунку для зрізу, кручення та анкерування. (3) Спрощені методи розрахунку можуть застосовуватись для балок та плит, якщо вони завантажені переважно рівномірно розподіленим навантаженням, а розрахунок за нормальних температур базується на лінійному аналізі. Примітка. В додатку Е наведено спрощений метод розрахунку балок і плит. 4.2.2 Температурні криві (1) Температура в залізобетонних конструкціях, що зазнають вогневого впливу, може визначатися за результатами випробувань або розрахунків. Примітка.Температурні криві, що наведені в додатку А, застосовують для визначення температур поперечних перерізів з силікатним заповнювачем за стандартного температурного режиму до максимальної температури у приміщенні. Ці криві застосовують для більшості інших заповнювачів. 4.2.3 Приведений поперечний переріз (1) Можна користуватися спрощеними методами, використовуючи приведений поперечний переріз. Примітка. В додатку В наведено два методи, що базуються на використанні приведеного поперечного перерізу. Метод наведений в додатку В.1, який базується на гіпотезі, що бетон за температури більше ніж 500 0С в розрахунку несучої здатності не враховується, тоді як бетон за температури менше 500 0С зберігає свою міцність в повній мірі. Цей метод застосовують для ненапружених залізобетонних та попередньо напружених залізобетонних конструкцій з урахуванням поздовжнього навантаження, згинального моменту та їх сполучень. Метод, наведений в додатку В.2, базується на принципі, що зруйнований вогнем поперечний переріз враховують відкиданням зруйнованої зони поверхні, що зазнала вогневого впливу. Розрахунок має виконуватись за відповідним алгоритмом. Цей метод придатний для ненапружених та попередньо напружених залізобетонних конструкцій з урахуванням поздовжнього навантаження, згинального моменту та їх сполучень. 4.2.4 Зниження міцності 4.2.4.1 Загальні положення (1) Зниження значень характеристичного опору бетону, ненапруженої та попередньо напруженої арматури на стиск наведені у цьому розділі. Вони можуть використовуватись у спрощених методах розрахунку поперечного перерізу наведених в 4.2.3. (2) Зниження значення опору, наведені нижче в 4.2.4.2 та 4.2.4.3, застосовують за температурних режимів, подібних до стандартного температурного режиму, до досягнення максимальної температури. (3) Можна застосовувати альтернативні формулювання законів зниження характеристичного опору матеріалів за умови, що вони не суперечать експериментальним даним. 4.2.4.2 Бетон | SECTION 4 DESIGN PROCEDURES 4.1 General (1)P The following design methods are permitted in order to satisfy 2.4.1 (2)P: - detailing according to recognised design solutions (tabulated data or testing), see Section 5 - simplified calculation methods for specific types of members, see 4.2 - advanced calculation methods for simulating the behaviour of structural members, parts of the structure or the entire structure, see 4.3. Note 1: When calculation methods are used, reference is made to 4.6 for integrity function (E). Note 2: For insulation function (I) the ambient temperature is normally assumed to be 20°C. Note 3: The decision on the use of advanced calculation methods in a country may be found in its National Annex. (2)P Spalling shall be avoided by appropriate measures or the influence of spalling on performance requirements (R and/or EI) shall be taken into account, see 4.5. (3) Sudden failure caused by excessive steel elongation from heating for prestressed members with unbonded tendons should be avoided. 4.2 Simplified calculation method 4.2.1 General (1) Simplified cross-section calculation methods may be used to determine the ultimate loadbearing capacity of a heated cross section and to compare the capacity with the relevant combination of actions, see 2.4.2. Note1: Informative Annex B provides two alternative methods, B.1 “500°C isotherm method” and B.2 “Zone method” for calculating the resistance to bending moments and axial forces. Second order effects may be included with both models. The two methods are applicable to structures subjected to a standard fire exposure. Method B.1 may be used in conjunction with both standard and parametric fires. Method B.2 is recommended for use with small sections and slender columns but is only valid for standard fires. Note 2: Informative Annex C provides a zone method for analysing column sections with significant second order effects. (2) For shear, torsion and anchorage see 4.4. Note: Informative Annex D provides a simplified calculation method for shear, torsion and anchorage. (3) Simplified methods for the design of beams and slabs where the loading is predominantly uniformly distributed and where the design at normal temperature is based on linear analysis may be used. Note: Informative Annex E provides a simplified calculation method for the design of beams and slabs. 4.2.2 Temperature profiles (1) Temperatures in a concrete structure exposed to a fire may be determined from tests or by calculation. Note: The temperature profiles given in Annex A may be used to determine the temperatures in crosssections with siliceous aggregate exposed to a standard fire up to the time of maximum gas temperature. The profiles are conservative for most other aggregates. 4.2.3 Reduced cross-section (1) Simplified methods using a reduced cross-section may be used. Note: Informative Annex B provides two methods using a reduced cross section. The method described in Annex B.1 is based on the hypothesis that concrete at a temperature more than 500°C is neglected in the calculation of load-bearing capacity, while concrete at a temperature below 500 °C is assumed to retain its full strength. This method is applicable to a reinforced and prestressed concrete section with respect to axial load, bending moment and their combinations. The method described in Annex B.2 is based on the principle that the fire damaged cross-section is reduced by ignoring a damaged zone at the fire-exposed surfaces. The calculation should follow a specific procedure. The method is applicable to a reinforced and prestressed concrete section with respect to axial load, bending moment and their combinations. 4.2.4 Strength reduction 4.2.4.1 General (1) Values for the reduction of the characteristic compressive strength of concrete, and of the characteristic strength of reinforcing and prestressing steels are given in this section. They may be used with the simplified cross-section calculation methods described in 4.2.3. (2) The values for strength reduction given in 4.2.4.2 and 4.2.4.3 below should only be applied for heating rates similar to those appearing under standard fire exposure until the time of the maximum gas temperature. (3) Alternative formulations of material laws may be applied, provided the solutions are within the range of experimental evidence. 4.2.4.2 Concrete |
|
|