Kotvení a spojování stěnových panelů vícepodlažních dřevostaveb

1. Úvod

Křížem vrstvené dřevo (CLT) se v poslední době stává stále oblíbenějším materiálem pro výstavbu vícepodlažních budov díky vysokému poměru pevnosti k hmotnosti, udržitelnosti a možnosti prefabrikace. Statické působení těchto konstrukcí však závisí nejen na tuhosti jednotlivých stěn a podlah, ale také na účinnosti jejich spojů. Klíčovou roli v přenosu svislého i vodorovného zatížení sehrávají spoje mezi stěnou a stropem.

Přestože jsou tyto spoje konstrukčně zásadní, bývají často v návrzích i modelech zjednodušovány. Mnohé analytické přístupy předpokládají rovnoměrné rozložení zatížení podél styčné plochy panelů, přičemž opomíjejí vliv lokální poddajnosti dřeva, tuhosti spojovacích prostředků a anizotropního chování CLT. Tato zjednodušení mohou vést k odchylkám mezi předpokládaným a skutečným deformačním chováním, zejména u rozsáhlých panelových sestav nebo při zatížení větrem či seizmickými účinky [1, 2, 3, 4].

Studie je orientována na interakci mezi stěnovými a stropními prvky z CLT při vodorovném namáhání v rovině panelů, se zaměřením na vliv tuhosti stropní konstrukce a spojovacích prvků na výsledné rozložení deformací v oblasti styku stěny a stropu.

K posouzení této interakce je nutné nejprve pochopit mechanismy deformace, k nimž dochází při zatížení smykové stěny z CLT. Při jejím zatížení dochází k tlakovým, smykovým a ohybovým deformacím v rovině panelu a současně k rotaci a vodorovným i svislým posunům panelu jako tuhého tělesa vlivem poddajnosti spojů a připojených konstrukcí. Obvykle převažuje rotace v rovině panelu, která představuje hlavní složku celkové deformace smykové stěny [5]. Stropní deska této rotaci vzdoruje, čímž dochází k jejímu vlastnímu ohybu kolmo k rovině stěnového panelu.

CLT panely obecně vykazují ve vedlejším směru výrazně nižší tuhost než ve směru hlavního namáhání, proto tuhost stropní desky přímo ovlivňuje tuhost i únosnost styku mezi stěnou a stropním panelem [6]. Tento vliv byl v rámci studie experimentálně ověřen pomocí velkorozměrové zkoušky sestavy smykových stěn s vloženou stropní deskou.

Přečtěte si také Exkluzivně: Nová pravidla hry pro vyšší dřevostavby v příloze K ČSN 73 0802 Přečíst článek

2. Experimentální program

Experimentální analýza zahrnuje velkorozměrovou zkoušku smykové stěny zahrnující napojení stropní konstrukce na spodní i horní stěnový panel a dále doplňkové zkoušky smykových úhelníků a tahových kotev.

2.1 Popis a uspořádání zkoušky

Velkorozměrová zkouška smykové stěny

Zatěžování zkušebního tělesa během experimentu probíhalo podle postupu stanoveného normou ČSN EN 594 [7]. Schéma uspořádání zkoušky je zobrazeno na obr. 1.

Obr. 1: Schéma uspořádání zatěžovací zkoušky: půdorys (nahoře), podélný řez (uprostřed) a příčné řezy (dole). Oranžovou barvou jsou zobrazeny kotvící a spojovací prvky, zelenou barvou je zobrazena poloha a označení snímačů.

Připevnění paty zkušebního tělesa k podkladní konstrukci bylo koncipováno tak, aby odpovídalo běžnému způsobu připojení stěnových panelů ve stavební praxi, tj. s využitím lokálního přípoje pomocí tahové kotvy, která částečně umožňuje vyklenutí dolní plochy panelu.

Pata spodního panelu zkušebního tělesa byla během experimentu uložena do ocelového přípravku se smykovou zarážkou na konci, zabraňující posunu paty panelu ve vodorovném směru, viz obr. 1. Spodní roh paty panelu, přilehlý k působící vodorovné zatěžovací síle, byl připojen k podkladní konstrukci dvojicí tahových kotev Rothoblaas WHT 340. Každá z kotev byla k panelu připojena 20 ks hřebíků LBA 4×40 mm a k podkladní konstrukci závitovou tyčí M16 8.8.

Vodorovné a svislé zatížení bylo vnášeno hydraulickými válci o maximální síle 400 kN. Svislé zatížení bylo přenášeno přes ocelové válcové ložisko a roznášecí nosník HEB 120. Zatěžování probíhalo podle schématu na obr. 2 vlevo. Svislé zatěžování bylo řízeno silou, vodorovné zatěžování bylo řízeno posunem. Stropní deska byla dále po podélných okrajích přitížena dvěma ocelovými břemeny, simulujícími zatížení stropní konstrukce.

Zkušební těleso bylo z bočních stran u horního okraje horního stěnového panelu a v místě stropní desky zabezpečeno proti vybočení z roviny stěnového panelu ocelovými profily s vodícími kolečky, umožňujícími volný svislý posun a vodorovný posun v rovině stěny. Zkušební těleso během zatěžovací zkoušky je zobrazeno na obr. 2 vpravo. V průběhu zkoušky bylo kontinuálně zaznamenáváno působící zatížení a také posunutí zkušebního tělesa v bodech, definovaných na obr. 1. Měření posunů bylo provedeno pomocí kombinace laserových triangulačních snímačů vzdálenosti ILD, indukčních snímačů posunu LVDT a pružinových potenciometrických snímačů dráhy TR.

Obr. 2: Zatěžovací schéma zkoušky smykové stěny (vlevo), zkušební těleso v průběhu experimentu (vpravo)

Doprovodné zkoušky smykových úhelníků

Tuhost a únosnost smykového spoje mezi panely byla ověřena pomocí protlačovací zkoušky třech zkušebních vzorků SH1–SH3. Vzorky obsahovaly stejný typ smykových úhelníků, které byly použity pro spojení panelů ve velkorozměrové zatěžovací zkoušce.

Obr. 3: Uspořádání zatěžovací zkoušky smykových úhelníků – boční pohled (vlevo), půdorys (vpravo)

Protlačovací zkoušky probíhaly podle normy ČSN EN 26891 [8] pro zkoušení spojů ve dřevěných konstrukcích. Schéma uspořádání včetně umístění čidel je zobrazeno na obr. 3. Zatěžování bylo řízené silou dle diagramu na obr. 4 vlevo. U vzorku SH1 byla předem odhadnuta maximální únosnost F_est na 240 kN a podle ní nastaven zatěžovací průběh. Na základě výsledků zkoušky vzorku SH1 byla hodnota F_est pro vzorky SH2 a SH3 upravena na 335 kN. Rychlost zatěžování činila u SH1 0,8 kN/s, u následujících vzorků byla zvýšena na 1,1 kN/s.

Zkušební vzorek v průběhu zatěžovací zkoušky je zobrazen na obr. 4 vpravo. Uspořádání zajišťovalo tuhé plošné podepření obou krajních panelů, zatímco mezilehlý panel se mohl působením svislého zatížení volně svisle posouvat. U všech vzorků bylo monitorováno působící zatížení a odpovídající posun mezi krajními a středním panelem. Posun byl měřen potenciometrickými snímači dráhy. Pro vyhodnocení byl použit průměr ze čtyř snímačů.

Obr. 4: Zatěžovací diagram zkoušek smykového spoje (vlevo), zkušební vzorek během experimentu (vpravo)

Doprovodné zkoušky tahových kotev

Tuhost a únosnost tahového spoje, použitého u velkorozměrové zkoušky, byly ověřeny na třech zkušebních vzorcích TE1–TE3 vystavených jednoosému tahu. Zkoušení proběhlo v souladu s normou ČSN EN 26891 [8]. Uspořádání zkoušky, včetně rozmístění snímačů, je zobrazeno na obr. 5. Zatěžování bylo řízené silou se stupňovitým průběhem odvozeným z předběžného odhadu únosnosti F_est = 95 kN, viz obr. 6 vlevo. Všechny vzorky byly zatěžována konstantní rychlostí 0,3 kN/s. Fotografie zkušebních vzorků s tahovými kotvami v průběhu experimentu jsou zobrazeny na obr. 6 vpravo.

Obr. 5: Uspořádání zatěžovací zkoušky tahových kotev – boční pohledy (vlevo, uprostřed) a půdorys (vpravo)

Obr. 6: Zatěžovací diagram zkoušek tahových kotev (vlevo), zkušební vzorek během experimentu (uprostřed, vpravo)

Během zkoušek byly průběžně zaznamenávány působící tahová síla a odpovídající prokluz mezi kotvou a panelem. Na každý vzorek byla použita čtveřice potenciometrických snímačů dráhy a pro vyhodnocení byl použit aritmetický průměr naměřených hodnot.

2.2 Popis zkušebních těles

Velkorozměrová zkouška smykové stěny

Zkušební těleso bylo tvořeno dvojicí třívrstvých stěnových panelů z lepeného křížem vrstveného dřeva, mezi něž byla uložena sedmivrstvá stropní deska. Pro stěny byly použity panely tloušťky 120 mm, délky 2500 mm a výšky 1380 mm (CLT 120 C3S), stropní deska byla tvořena dvojicí podélně napojených panelů tloušťky 240 mm, šířky 1120 mm a délky 2830, resp. 3860 mm (CLT 240 L7s-2). Krajní vrstvy stěnových panelů byly orientovány ve svislém směru, krajní vrstvy stropního panelu rovnoběžně s podélnou osou zkušebního tělesa. Celkové rozměry zkušebního tělesa byly 1120 × 3000 × 6690 mm (b × h × l). Oba stěnové panely byly skrze stropní panel vzájemně propojeny dvojicí tahových kotev Rothoblaas WHT 340 se závitovou tyčí M12 8.8. Každá z kotev je ke stěnovému panelu připojena 20 ks hřebíků LBA 4×40 mm. Každý stěnový panel je dále ke stropnímu panelu připojen dvojicí ocelových úhelníků Rothoblaas TITAN TTS 240. Každý z úhelníků byl k panelům připevněn 28 vruty Rothoblaas HBS PLATE 8×80 mm.

Doprovodné zkoušky smykových úhelníků

Každý zkušební vzorek bylo tvořeno dvojicí třívrstvých CLT panelů o tloušťce 120 mm, délce 390 mm a výšce 500 mm, mezi ně byl vložen sedmivrstvý CLT panel o tloušťce 240 mm, šířce 540 mm a výšce 500 mm. Vnější lamely třívrstvých panelů byly orientovány kolmo ke směru působícího zatížení, zatímco vnější lamely sedmivrstvého panelu byly rovnoběžné se směrem zatížení. Každý spoj mezi panely byl osazen dvěma ocelovými úhelníky Rothoblaas TITAN TTS 240. Každý z úhelníků byl k panelům připevněn 28 vruty Rothoblaas HBS PLATE 8×80 mm. Celkové rozměry vzorků činily 540 × 1 020 × 600 mm (šířka × délka × výška).

Doprovodné zkoušky tahových kotev

Každý ze vzorků byl tvořen jedním třívrstvým CLT panelem o délce 400 mm, výšce 840 mm a tloušťce 120 mm. Panel byl kotven k tuhé ocelové základně pomocí dvou kovových tahových kotev Rothoblaas WHT 340 s podložkami WHTW50. Vnější lamely CLT panelu byly orientovány rovnoběžně se směrem působící tahové síly. Každá kotva byla k panelu připevněna dvaceti hřebíky LBA 4×40 mm a k základně závitovou tyčí M12 třídy 8.8.

3.Výsledky

Velkorozměrová zkouška smykové stěny

K porušení zkušebního tělesa došlo v důsledku deformace plechu tahových kotev a otlačení dřeva od hřebíků připojujících kotvy k panelům. Toto porušení nastalo v obdobném rozsahu v přípoji spodního stěnového panelu k podkladní konstrukci a k stropnímu panelu i ve spoji stropního panelu a horního stěnového panelu, viz obr. 7. U smykových kotev došlo k vodorovnému posunu a mírnému natočení. Mód porušení u obou typů kotevních prvků (úhelníků i tahových kotev) odpovídal chování pozorovanému v doprovodných zkouškách. Zkouška byla ukončena v důsledku vybočení nástavce vodorovného válce z roviny zkušebního tělesa.

Obr. 7: Porušení tahových kotev a smykových úhelníků ve stycích velkorozměrového zkušebního tělesa

Závislost absolutních vodorovných posunů (V1–V4) a relativních vzájemných posunů (VP1 a VP2) zkušebního tělesa na vodorovném zatížení je zobrazena na obr. 8 vlevo. Závislost svislých posunů v patě spodního stěnového panelu na vodorovném zatížení je zobrazena na obr. 8 vpravo. Jednotlivé křivky odpovídají polohám a označení snímačů uvedeným na obr. 1. Na obr. 9 jsou zobrazeny průběhy svislých posunů (nadzdvižení a otlačení) v kontaktu mezi stěnovými a stropním panelem. Měřené body 1–10 na vodorovné ose odpovídají poloze snímačů 1D–10D, resp. 1H–10H.

Obr. 8: Vodorovný posun vs. vodorovné zatížení (vlevo), svislý posun vs. vodorovné zatížení (vpravo)

Obr. 9: Průběh svislých posunů ve spoji mezi dolním stěnovým a stropním panelem (vlevo) a horním stěnovým a stropním panelem (vpravo)

Doprovodné zkoušky smykových úhelníků

Chování všech tří zkušebních těles při zatěžování, včetně způsobu porušení, bylo obdobné, jako u velkorozměrové zkoušky. Během zkoušek docházelo k postupnému svislému posunu vnitřního (stropního) panelu. Mezi krajní řadou vrutů a stykem panelů docházelo současně k deformaci (boulení) ocelového plechu úhelníku. Zdeformovaný plech se následně lokálně zařezával do boku krajního podepřeného (stěnového) panelu. U vzorků SH2 a SH3 došlo v závěrečné fázi zatěžování k rozlomení vnitřního sedmivrstvého panelu. Zkušební vzorek po provedené zkoušce je zobrazen na obr. 10 vlevo. Obr. 10 vpravo zobrazuje závislost posunu ve styku mezi panely na působícím zatížení (vztaženo na celý zkušební vzorek se čtyřmi úhelníky). Každá z křivek vznikla zprůměrováním údajů ze čtyř snímačů, z nichž každý byl umístěn na jedné ze smykových kotev.

Obr. 10: Typické porušení zkušebního vzorku se smykovými úhelníky (vlevo), posun ve styku mezi panely vs. působící zatížení (těleso se čtyřmi úhelníky, vpravo)

Maximální únosnost F_max byla definována jako velikost síly působící v okamžiku porušení zkušebního vzorku. Pro stanovení tuhosti byly použity naměřené hodnoty zatížení odpovídající 10 % a 40 % odhadované maximální únosnosti F_est a příslušné hodnoty posunů v01 a v04. Vyhodnocené hodnoty tuhostí, vztažených na jeden úhelník, jsou uvedeny v tab. 1.

Tab. 1: Vyhodnocení tuhosti smykového úhelníku (na jeden úhelník)

Doprovodné zkoušky tahových kotev

Porušení vzorku TE1 nastalo předčasně v důsledku nerovnoměrného namáhání obou kotev ve vzorku. K porušení došlo až po překonání zatížení o velikosti 40 % z odhadnuté maximální únosnosti, z něhož se stanovuje tuhost spoje, proto byly výsledky měření pro stanovení tuhosti vzorku použity. Porušení vzorků TE2 a TE3 bylo způsobeno kombinací plastické deformace ocelového prvku a porušení dřeva v oblasti styku. Mechanismus porušení lze klasifikovat jako blokový smyk, tj. kombinaci smykového porušení rovnoběžně s vlákny a porušení tahem kolmo k vláknům. Výsledkem bylo vytržení bloku dřeva v okolí hřebíků, včetně částečného oddělení vnější lamely CLT panelu. Způsob porušení je zobrazen na obr. 11 vlevo. Ocelová kotva vykazovala plastickou deformaci a mírnou rotaci jejího svislého ramene, zejména v oblasti výztuh. Takové chování indikuje ohybové namáhání kotvy vyvolané kombinací osové síly a excentricity zatížení. Obr. 11 vpravo zobrazuje závislost posunu ve styku kotvy a panelu na zatížení. Každá z křivek vznikla zprůměrováním údajů ze dvou snímačů, z nichž každý byl umístěn na jedné z tahových kotev.

Obr. 11: Typický tvar porušení zkušebního tělesa s tahovou kotvou (zakroužkovaná oblast zvýrazňuje porušení blokovým smykem; vlevo a uprostřed), posun v kontaktu mezi kotvou a panelem vs. zatížení (těleso se dvěma kotvami; vpravo)

Vyhodnocení naměřených dat proběhlo stejným postupem jako u zkoušek smykových úhelníků. Hodnoty tuhosti, vztažené na jednu tahovou kotvu, jsou uvedeny v tab. 2.

Tab. 2: Vyhodnocení tuhosti tahové kotvy (na jednu kotvu)

4. Závěr

Autoři se ve studii zaměřili na určení rozložení deformace v kontaktní oblasti mezi stěnovými panely a stropní deskou u vícepodlažních staveb z CLT a na experimentální vyčíslení tuhosti spojů mezi panely. Získané výsledky velkorozměrové zkoušky i doprovodných zkoušek tvoří podklad pro ověřování numerických modelů spojení stěna–strop a pro další analýzy i návrhové situace, zejména s ohledem na vliv tuhosti stropní desky a chování spojovacích prvků.

Experimenty prokázaly, že zatížení z horního stěnového panelu se nepřenášelo rovnoměrně po celé horní hraně spodního panelu, což je v rozporu s předpoklady běžně užívanými v analytických a numerických modelech smykových stěn (ČSN EN 1995-1-1 [9]). Míra koncentrace napětí a velikost lokálního otlačení v tlakové oblasti kolmo k vláknům významně závisely na tuhosti (poddajnosti) stropní desky.

Oba typy spojovacích prvků, tj. smykové úhelníky i tahové kotvy, vykázaly způsoby porušení charakteristické lokálním otlačením dřeva a plastickými deformacemi kovových prvků. U tahových kotev se projevil ohybový účinek vyvolaný excentricitou tahového zatížení a porušení blokovým smykem. U smykových úhelníků byl pozorován posun ve směru zatížení a následné zatlačování hrany deformovaného úhelníku do boku stěnového panelu. Zjištění ukazují na nutnost zohlednit nerovnoměrný přenos zatížení při návrhu a modelování kontaktů mezi panely. Další výzkum bude zaměřen na numerickou analýzu s cílem zpřesnit návrhové modely, aby lépe odrážely reálné chování vícepodlažních konstrukcí.

Poděkování

Tento příspěvek byl vytvořen v rámci projektu „Pokročilé návrhové postupy pro klíčové prvky vícepodlažních dřevostaveb“, INTER-COST-LUC23080, podporovaného Ministerstvem školství, mládeže a tělovýchovy České republiky v rámci programu INTER-EXCELLENCE II.

Literatura

1. Gavric, I., Fragiacomo, M., and A. Ceccotti. “Cyclic behaviour of CLT wall systems: experimental tests and analytical prediction models”. In: Journal of Structural Engineering 2015, 141(11), 04015034.
2. Lukacs, I., Björnfot, A. and R. Tomas. “Strength and stiffness of cross-laminated timber (CLT) shear walls: State-of-the-art of analytical approaches”. In: Engineering Structures 2019, Volume 178, pp. 136-147.
3. D’Arenzo, G. and S. Werner. “The effect of the floor-wall interaction on the post-elastic rocking behaviour of segmented CLT shear walls”. In: Engineering Structures 2025, Volume 322, Part B, 119212.
4. Smith, A., Edvardsen, S., Lawrence, A., and R. Tomasi. “A New Method for Designing Multi-Storey Segmented CLT Walls.” In: INTER / CIB-W18, Meeting 56, Biel, 2023, Paper 56-15-2, pp. 351–370.
5. Brandner, R., Tomasi, R., Moosbrugger, T., Serano E. and P. Dietsch. “Properties, Testing and Design of Cross Laminated Timber: A state-of-the-art report by COST Action FP1402 / WG 2.” Verlag Aachen. 2018. ISBN 978-3-8440-6143-7.
6. Akter, S. T., Schweigler, M., Serrano E., and T. Bader. “A Numerical Study of the Stiffness and Strength of Cross-Laminated Timber Wall-to-Floor Connections under Compression Perpendicular to the Grain.” In: Buildings 2021, 11, 442.
7. ČSN EN 594 (732076) Dřevěné konstrukce – Zkušební metody – Výztužná únosnost a tuhost stěnových panelů s dřevěným rámem. ČAS, Praha, 2011.
8. ČSN EN 26891 (732070) Dřevěné konstrukce. Spoje s mechanickými spojovacími prostředky. Všeobecné zásady pro zjišťování charakteristik únosnosti a přetvoření. ČAS, Praha, 1994.
9. ČSN EN 1995-1-1 (731701) Eurokód 5: Navrhování dřevěných konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla – Společná pravidla a pravidla pro pozemní stavby. ČAS, Praha, 2006.