Brandveilig ontwerpen: toepassing van de nieuwe ... - Infosteel

Brandveilig ontwerpen: toepassing van
de nieuwe ontwerpcodes - Bijlage 6
Kristof Briers
Thesis voorgedragen tot het
behalen van de graad van Master
in de ingenieurswetenschappen:
bouwkunde
Promotoren
Prof. Dr. Ir. Luc Schueremans
Dr. Ir. Lincy Pyl
Assessor
Prof. Dr. Ir. Jean-Marc Franssen
Academiejaar 2009 – 2010

c○ Copyright K.U.Leuven
Zonder voorafgaande schriftelijke toestemming van zowel de promotor(en) als de
auteur(s) is overnemen, kopiëren, gebruiken of realiseren van deze uitgave of gedeelten
ervan verboden. Voor aanvragen tot of informatie i.v.m. het overnemen en/of
gebruik en/of realisatie van gedeelten uit deze publicatie, wend u tot Faculteit Ingenieurswetenschappen,
Kasteelpark Arenberg 1 bus 2200, B-3001 Heverlee, +32-16-
321350.
Voorafgaande schriftelijke toestemming van de promotor(en) is eveneens vereist voor
het aanwenden van de in deze masterproef beschreven (originele) methoden, producten,
schakelingen en programma’s voor industrieel of commercieel nut en voor
de inzending van deze publicatie ter deelname aan wetenschappelijke prijzen of wedstrijden.

Voorwoord
Graag zou ik mijn promotoren Prof. Dr. Ir. Luc Schueremans en Dr. Ir. Lincy
Pyl willen bedanken voor de aangereikte informatie en documentatie, hun geduld en
aangeboden hulp. De combinatie van werken en studeren was niet vanzelfsprekend,
maar toch bleven mijn promotoren mij steunen, waarvoor mijn dank.
Hierbij wil ik ook mijn werkgever ir. arch. Dirk Jaspaert bedanken voor het
begrip bij de vele vrije dagen onder het jaar. Ook het gebruik van de normering en
computerprogramma’s maakten het geheel eenvoudiger te verwerken.
Daarnaast ook mijn oprechte dank aan de collega’s die tijdens mijn afwezigheid
zonder enig probleem mijn taken op zich namen.
Verder wil ik ook nog mijn ouders, broer en zus bedanken voor hun steun tijdens
het jaar en het nalezen en verbeteren van deze tekst.
In bijzonder wil ik ook nog mijn vriendin Iris bedanken voor haar steun tijdens dit
drukke jaar. Zij stond altijd klaar voor mij, ook op die moeilijke momenten waarbij
alle deadlines tezamen kwamen.
Kristof Briers
i

Inhoudsopgave
Voorwoord
Inhoudsopgave
Abstract
Samenvatting
1 Inleiding 1
1.1 Basisnormen brandpreventie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1
1.2 Bijlage 6: Industriegebouwen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2
1.3 Doelstellingen van deze thesis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4
1.4 Werkwijze . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6
2 Basisnormen voor brandpreventie 9
2.1 Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9
2.2 Gewijzigde terminologie uit Bijlage 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10
2.3 Terminologie inzake de industriële gebouwen . . . . . . . . . . . . . . 12
2.4 Geavanceerde rekenmodellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
2.5 Het TETRA-project . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16
3 Onderzoeksmethodologie 19
3.1 Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
3.2 Randvoorwaarden en parameters . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21
3.3 Brandcurve . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
3.4 Belasting en combinatiefactoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23
3.5 Controle portiek in koude toestand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24
3.6 Controle portiek in warme toestand . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25
3.7 Bespreking van de resultaten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26
3.8 Het opstellen van de rekenregels . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
3.9 De onderzoeken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34
4 Typologie 002 met hoogte-lengteverhouding ≤ 0,8 37
4.1 Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37
4.2 Geometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39
4.3 Brandcurve . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40
4.4 Materialen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40
4.5 Belastingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40
4.6 Combinatiefactoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
ii
i
ii
iv
v

Inhoudsopgave
4.7 Controle portiek in koude toestand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
4.8 Controle portiek in warme toestand . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
4.9 Resultaten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
4.10 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55
5 Typologie 002 met dunwandig koudgevormde profielen 59
5.1 Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59
5.2 Geometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61
5.3 Brandcurve . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62
5.4 Materialen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63
5.5 Belastingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63
5.6 Combinatiefactoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65
5.7 Controle portiek in koude toestand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65
5.8 Controle portiek in warme toestand . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66
5.9 Resultaten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68
5.10 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76
6 Typologie 008 met kokerprofielen 79
6.1 Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79
6.2 Geometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82
6.3 Brandcurve . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82
6.4 Materialen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82
6.5 Belastingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 83
6.6 Combinatiefactoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 83
6.7 Controle portiek in koude toestand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 83
6.8 Controle portiek in warme toestand . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84
6.9 Resultaten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84
6.10 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93
7 Besluit 95
A Berekening input voor typologie 002 case 1 103
B Powerframe-resultaten voor typologie 008 case 1 113
C Controle van het gebruikte model 117
D Inputfile Safir Typologie 002 126
E Inputfile USER_STEEL 129
F Inputfile Safir Typologie 008 131
G Inputfile Safir Kokerprofiel 137
H Overzicht van de cases 141
Bibliografie 147
iii

Abstract
On 15 july 2009 a new decree was published in the Belgian Official Journal. The
decree „Annex 6: industrial buildings” must be used when designing industrial
buildings in a fire scenario. Because of the performance-based rules there are less
constraints throughout the designing proces. But these rules make it also more
complex. There is a need for good guidance to speed up the designing proces.
This thesis in coöperation with the investigation of the TETRA-project 080157:
„Fireproof Structural Design: applying the new performance criteria based design
codes”. The TETRA-project explores the existing industrial constructions, translates
knowledge into guidances and disseminates this information. Simplified rules are
found by the use of advanced calculation models.
The investigation in this thesis applies on typologies from the TETRA-project:
• Investigating typology 002 with a changed height-length factor
• Investigating typology 002 with cold formed steel
• Investigating typology 008 with square hollow sections
The existing simplified rules defined in the TETRA-project are compared with the
results of these investigations and if necessary adjusted.
iv

Samenvatting
In het Koninklijk Besluit van 15 juli 2009 werd de nieuwe „Bijlage 6: Industriegebouwen”
gepubliceerd, welke gehanteerd moet worden bij het ontwerpen van industriegebouwen
bij brand. In deze bijlage staan prestatiegerichte regels die het ontwerp
van industriegebouwen vrijer maken, maar ook complexer. Er is nood aan goede
richtlijnen om het ontwerpproces te vergemakkelijken.
Deze thesis loopt parallel aan het onderzoek binnen het TETRA-project 080157:
„Brandveilig Constructief Ontwerp: toepassing van de nieuwe op performantiecriteria
gebaseerde ontwerpcodes”. Dit TETRA-project tracht een houvast te bieden in
deze ingewikkelde ontwerpmaterie, door de bestaande industriële bouwpraktijk te
verkennen, de basiskennis te vertalen in richtlijnen en deze informatie te verspreiden.
Er wordt getracht via geavanceerde rekenmodellen eenvoudige rekenregels op te
stellen die bruikbaar zijn in het ontwerp.
Het onderzoek in deze thesis gaat verder op typologieën die zijn opgesteld in het
TETRA-project:
• Typologie 002 met een aangepaste hoogte-lengteverhouding
• Typologie 002 opgebouwd uit dunwandige koudgevormde profielen
• Typologie 008 opgebouwd met kokerprofielen
De bestaande rekenregels worden vergeleken met de resultaten uit deze nieuwe
onderzoeken. Indien nodig worden de eenvoudige rekenregels aangepast.
v

Hoofdstuk 1
Inleiding
1.1 Basisnormen brandpreventie
Reeds in de middeleeuwen waren er verordeningen van kracht om de opkomende
steden te beschermen tegen brand. De woningen bestonden uit hout waardoor
brandpreventie zeer belangrijk was. Er zijn meerdere steden volledig in vlammen
opgegaan door gebrekkige preventie. Er werden dan ook verordeningen opgesteld die
dergelijke rampen in de toekomst moesten tegengaan. Zo werd de dikte van gemene
muren bepaald of werd enkel steen als bouwmateriaal van woningscheidende wanden
toegelaten. Deze afspraken zouden een vroege vorm van compartimentswanden
tussen de verschillende woningen genoemd kunnen worden. [18, p. 40-43]
Na enkele zware rampen (bijvoorbeeld Innovation in Brussel) werd in België op
30 juli 1979 de wet betreffende de preventie van brand en ontploffing opgesteld [26].
Deze regelde naast de preventie van branden en ontploffingen, ook de verplichte
burgerlijke aansprakelijkheidsverzekering voor dergelijke rampen in gebouwen die
publiek toegankelijk zijn. Het was een eerste stap in de goede richting om gebouwen
brandveiliger te maken en ervoor te zorgen dat slachtoffers vergoed kunnen worden.
Dit heeft uiteindelijk geleid tot het opstellen van een Koninklijk Besluit omtrent de
basisnormen brandpreventie. Ze werden voor het eerst opgenomen in het Koninklijk
Besluit van 7 juli 1994 [5]. Ze bepalen de minimumvoorwaarden waaraan ontwerp,
bouw en inrichting van gebouwen moeten voldoen om het ontstaan, ontwikkelen en
uitbreiden van branden te voorkomen, de veiligheid van personen en brandweer te
verzekeren en te vergemakkelijken.
De basisnormen brandpreventie zijn verdeeld over 5 bijlagen:
• Bijlage 1: Terminologie
• Bijlage 2: Lage gebouwen
• Bijlage 3: Middelhoge gebouwen
1

1. Inleiding
• Bijlage 4: Hoge gebouwen
• Bijlage 5: Reactie bij brand van de materialen
Deze basisnormen brandpreventie zijn toepasbaar op alle al dan niet voor het publiek
toegankelijke gebouwen. Op het oorspronkelijk Koninklijk Besluit van 7 juli 1994
zijn volgende gebouwen vrijgesteld van de basisnormen brandpreventie:
• eengezinswoningen
• lage gebouwen met een oppervlak ≤ 100m 2 en met maximaal 2 verdiepingen
• industriegebouwen
1.2 Bijlage 6: Industriegebouwen
In het Koninklijk Besluit van 7 juli 1994 ontbreekt er dus een grote groep risicovolle
gebouwen, namelijk de industriegebouwen. Deze hebben een specifiek karakter
en verschillen erg van de typologieën die al beschreven zijn in de basisnormen
brandpreventie. Het drong zich dan ook op om voor deze groep gebouwen een nieuwe
bijlage te voorzien in de basisnormen brandpreventie.
Deze nieuwe bijlage werd gepubliceerd in het Koninklijk Besluit van 15 juli 2009
[6]. In dit Koninklijk Besluit werd „Bijlage 6: Industriegebouwen” ingevoerd, die
handelt omtrent de brandpreventie van industriële gebouwen.
Tussen de oorspronkelijke tekst van de basisnormen brandpreventie uit 1994 en
de toevoeging van „Bijlage 6: Industriegebouwen” zit net geen 15 jaar. Dit komt
omdat de „Bijlage 6: Industriegebouwen” pas na lange adem tot stand is gekomen.
Een eerste aanzet rond de brandpreventie van industriële gebouwen die in 1999 werd
voorgesteld, bevatte vele prescriptieve regels die ongenoegen veroorzaakte bij de
industrie 1 2 .
Daarom werd door de overheid in 2004 een aparte werkgroep opgericht om een
nieuw voorstel uit te werken. De uiteindelijke tekst focust meer op prestaties en
minder op prescriptieve regels. Dit zet de deur open naar Fire Safety Engineering
en biedt een enorme vrijheid in het ontwerpproces. Het maakt het geheel echter
ook ingewikkelder en complexer, wat een correcte opleiding/informatisering van de
verschillende spelers in de industriële bouwpraktijk nodig maakt.
Deze informatievraag heeft geleid tot de oprichting van verschillende werkgroepen
die de nieuwe „Bijlage 6: Industriegebouwen” grondig moeten uitwerken. Er zijn 3
werkgroepen die zich in dit onderwerp verdiepen:
1 http://www.wtcb.be/homepage/index.cfm?cat=services&sub=standards_
regulations&pag=fire&art=standards_and_regulations&niv01=belgian_fire_safety_
requirements&niv02=base_standards
2 http://www.prevent.be/net/net01.nsf/print/7UTK49-02
2

Bijlage 6: Industriegebouwen
• WTCB werkgroep Technische Voorlichting - „TV Brandveilig ontwerp en
uitvoering van industriële gebouwen”. Er wordt getracht via een uitgebreid
WTCB-voorlichtingsdocument de nieuwe „Bijlage 6: Industriegebouwen” te
kaderen en de verschillende regels in werkbare vormen te gieten.
• Werkgroep van de Hoge Raad voor beveiliging tegen brand en ontploffing
- „Structurele elementen type I en type II”. Deze werkgroep onderzoekt de
structurele elementen type I en type II.
• Werkgroep van de Hoge Raad voor beveiliging tegen brand en ontploffing -
„Maatgevende brandbelasting”. Deze werkgroep is belast met het opstellen van
de richtwaarden voor de maatgevende brandbelasting per bestemming.
Naast deze werkgroepen zijn er ook lopende projecten die onderzoek doen naar
de nieuwe Bijlage 6:
• TETRA-project 080157 (01/10/2008-31/09/2010) - „Brandveilig Constructief
Ontwerp: toepassing van de nieuwe op performantiecriteria gebaseerde ontwerpcodes”.
Onderzoek en verkenning van de bestaande industriële typologieën,
de vertaling van basiskennis in toepassingen en het verspreiden van deze kennis
naar de geïnteresseerden. (Zie hoofdstuk 2.5).
• TETRA-project 090163 - „Dunwandig koudgevormde profielen: van theorie naar
praktijk”. Dit project doet onderzoek naar dunwandig koudgevormde profielen,
waarin het luik WP1.2: „Fire Safety Engineering” onderzoek verricht naar
de brandveiligheid van structuren opgebouwd uit dunwandig koudgevormde
profielen.
Er zijn reeds twee onderzoeksprojecten afgerond die ook de brandveiligheid van
industriële gebouwen onderzochten:
• Research Fund for Coal and Steel (RFCS) - Project RFS2-CR-2007-00032 -
„Fire Safety of industrial halls and low-rise buildings”. Hierin werd specifiek de
brandveiligheid onderzocht van staalstructuren
• Université de Liège - „Comportement au feu des façades des bâtiments industriels”.
Dit onderzoek is een uitbreiding van het vorige onderzoeksproject
in opdracht van de federale overheid. Er wordt onderzoek gedaan naar de
brandveiligheid van portieken die ook andere bouwmaterialen bevatten, namelijk
hout, gewapend beton en voorgespannen beton.
Deze thesis kadert binnen de lopende TETRA-projecten. Daar er naar prestatiecriteria
wordt gestreefd en er geen prescriptieve regels zijn, is het interpreteren van deze
„Bijlage 6: Industriegebouwen” niet eenvoudig. De industriebouw wordt gekenmerkt
door courante constructiemethoden die het merendeel van de bouwpraktijk bepalen.
Deze courante constructiemethoden kunnen worden onderverdeeld in type-structuren
of typologieën. Er wordt getracht via deze typologieën de interpretatie van de verschillende
eisen te vergemakkelijken, daar deze opgave geen sluitend antwoord kent
en afhankelijk is van vele randvoorwaarden.
3

1. Inleiding
In dit opzicht zijn er nog vele typologieën niet uitgebreid onderzocht. Er zijn dus
momenteel nog heel wat open gaten in de typologieën en wordt er vaak uitgegaan van
bestaande rekenregels die verder onderzocht moeten worden naar hun bruikbaarheid.
1.3 Doelstellingen van deze thesis
In deze thesis, dat samen loopt met het TETRA-project 080157, zullen er drie
onderzoeken verricht worden, waarbij de randvoorwaarden van twee verschillende
typologieën worden afgetast en onderzocht.
Allereerst is er typologie 002, welke omschreven kan worden als een dubbele
stalen beuk met een brandwand volgens de langse richting waardoor er 2
brandcompartimenten worden gevormd. Dit is schematisch weergegeven in figuur
1.1. De gebruikte typografische symbolen worden verder toegelicht in hoofdstuk 2.5.
Deze typologie is al onderzocht in het onderzoeksproject RFS2-CR-2007-00032 [25].
Dit onderzoek is een parameterstudie waarbij sommige parameters begrenst blijven
tot bepaalde waarden.
Figuur 1.1: Typologie 002 [23, Hoofdstuk 12.10.3]
Eén van deze parameters is de hoogte-lengteverhouding van de portiek. Met
hoogte wordt de kolomhoogte bedoeld, met lengte de overspanning van één portiek.
In het project RFS2-CR-2007-00032 wordt deze parameter lager als 0,4 gehouden.
In de huidige bouwpraktijk komen echter vaak grotere hoogte-lengteverhoudingen
voor. Daarom dringt een bijkomende studie zich op. In het onderzoek van de
Université de Liège: „Comportement au feu des façades des bâtiments industriels” [3]
wordt gezocht naar de brandveiligheid van portieken die ook andere bouwmaterialen
bevatten. Hierbij is de hoogte-lengteverhouding van de onderzochte portieken reeds
opgetrokken tot 0,8. In navolging hiervan omvat het eerste onderzoek van deze
thesis een parameterstudie van typologie 002 waarbij de hoogte-lengteverhouding tot
maximaal 0,8 zal gebracht worden. Naast de analyse van de resultaten zal bekeken
worden of de eenvoudige rekenregels die reeds voorhanden zijn uit het onderzoeksproject
RFS2-CR-2007-00032 nog geldig blijven voor een hoogte-lengteverhouding tot 0,8.
4

Doelstellingen van deze thesis
Een tweede beperkende parameter is het gebruik van warmgewalst staal. Voor
de constructie van industriële gebouwen kunnen ook dunwandige koudgevormde
profielen gebruikt worden. Deze profielen verschillen sterk van de warmgewalste
profielen daar ze een doorsnedeklasse IV hebben. Dit wil zeggen dat ze zullen
plooien voordat de vloeigrens kan worden bereikt. Hierdoor moeten deze profielen
berekend worden in koude toestand met behulp van EN1993-1-3 [16] en kan er enkel
gerekend worden met de effectieve doorsnede van het profiel. Omwille van de geringe
massiviteit van de profielen en hun grote profielfactor volgt de staaltemperatuur zeer
sterk de gastemperatuur van de brand. Dat maakt dat er zeer snel temperaturen
zullen bereikt worden waarop de sterkte van het staal terugvalt tot nagenoeg 0
N/mm 2 . Rond deze problematiek van dunwandig koudgevormde profielen is het
TETRA-project 090163 ontstaan. Het luik W1.2 „Fire Safety Engineering” handelt
specifiek over de brandweerstand van dunwandig koudgevormde profielen. Het
tweede onderzoek van deze thesis zal een parameterstudie zijn van typologie 002 opgebouwd
uit dunwandig koudgevormde profielen. Net als in het vorig onderzoek wordt
het brandgedrag van deze portieken geanalyseerd en worden de eenvoudige rekenregels
getoest aan hun geldigheid in het geval van dunwandig koudgevormde profielen.
Figuur 1.2: Typologie 008 [23, Hoofdstuk 12.10.9]
Ten derde wordt typologie 008 onderzocht, welke omschreven kan worden als
meervoudige stalen beuken met een brandwand volgens de langse richting
waardoor er meerdere brandcompartimenten worden gevormd. Dit is schematisch
weergegeven in figuur 1.2. Deze typologie kan onder andere opgebouwd worden
met vakwerkliggers. Het laatste onderzoek van deze thesis gaat hier verder op in.
In RFCS-project RFS2-CR-2007-00032 [25] is ook het gebruik van vakwerkliggers
onderzocht. De vakwerkliggers worden in dit onderzoek opgebouwd uit L-profielen.
5

1. Inleiding
Dit komt vooral voor op de Franse markt, maar wordt minder toegepast op de
Belgische markt. Daarom is het nodig om vakwerkliggers opgebouwd met een ander
soort profielen te onderzoeken. Op de Belgische markt komen vooral vakwerkliggers
voor die zijn opgebouwd uit IPE- of H-profielen als boven- en onderregel en H- of
kokerprofielen als stijlen van het vakwerk (zie figuur 1.3). Het derde hoofdstuk van
deze thesis zal onderzoeken wat het brandgedrag is als de vakwerkliggers worden
opgebouwd met H- of IPE-profielen als boven- en onderregel en met kokerprofielen als
stijlen. Er wordt ook gekeken of de bestaande eenvoudige rekenregels die opgebouwd
zijn met de kennis rond vakwerkliggers opgebouwd uit L-profielen nog geldig blijven.
Figuur 1.3: Opbouw vakwerk
1.4 Werkwijze
Zoals reeds vermeld worden er drie parameterstudies uitgevoerd. Deze studies worden
uitgevoerd met behulp van het eindige elementenprogramma SAFIR. Dit programma
voert zowel een thermische analyse als een mechanische analyse uit. Deze mechanische
analyse wordt bepaald door de uitkomsten van de thermische analyse en wordt
op ieder tijdstip (bepaald door de tijdstap) berekend. Hiermee onderscheidt SAFIR
zich van de andere rekenprogramma’s daar het rekening houdt met de veranderlijke
toestand tijdens een brand. SAFIR genereert dus geavanceerde rekenmodellen. Het
is via dergelijke rekenmodellen dat het mogelijk is om het brandgedrag van staalstructuren
te gaan analyseren en om hieruit vereenvoudige rekenregels te gaan opstellen.
Vooraleer parameterstudies uit te voeren is het nodig om de nieuwe Bijlage 6
grondig te bespreken, zodat het duidelijk wordt welke zaken extra aandacht moeten
krijgen tijdens het onderzoek. Aangezien deze thesis samen loopt met het TETRAproject
080157 zal dit project verder toegelicht worden vooraleer typologieën uit dit
project te gaan analyseren. Vervolgens zal de onderzoeksmethodologie besproken
worden die gebruikt wordt bij het opstellen van de geavanceerde rekenmodellen en
de controle en verificatie van de eenvoudige rekenregels. Nadien worden de drie
parameterstudies beschreven en besproken. Hierbij zal steeds eerst invoergegevens
besproken worden voor de bespreking van de resultaten aan te vangen. Deze hoofdstukken
ronden af met het verifiëren van de bestaande eenvoudige rekenregels. Het
verdere verloop van deze thesis is weergegeven in figuur 1.4.
6

Werkwijze
Figuur 1.4: Overzicht van de opbouw van deze thesis
7

Hoofdstuk 2
Basisnormen voor
brandpreventie
2.1 Inleiding
In het eerste hoofdstuk werd de chronologie gegeven van het ontstaan van de basisnormen
brandpreventie (zie hoofdstuk 1). Deze basisnormen, die oorspronkelijk waren
onderverdeeld in 5 bijlagen, werden voor het eerst gepubliceerd in het Koninklijk
Besluit van 7 juli 1994 [5]. In het Koninklijk Besluit van 15 juli 2009 [6] kwam er
een aanvulling, gewijd aan industriële gebouwen. De nieuwe „Bijlage 6: Industriegebouwen”
maakt gebruik van prestatiegerichte regels.
Om deze regels goed toe te passen is het nodig te weten wat alle terminologie
betekent en waar er zich eventuele moeilijkheden kunnen voordoen. Bovendien is
het niet meer voldoende enkel de brandweerstand van ieder element afzonderlijk te
bepalen. Het is nodig om de volledige structuur te analyseren in een brandsituatie
waarin de evolutie van de structuur tijdens de brand belangrijk is. Enkel zo kunnen
er correcte besluiten getrokken worden omtrent alle elementen van de structuur. Om
een dergelijke analyse uit te voeren zijn geavanceerde rekenmodellen nodig die de
structuur berekenen tijdens de hele brand. Daarom wordt er in deze onderzoeken
gebruik gemaakt van het eindige elementenprogramma SAFIR, dat verder besproken
zal worden.
Daarnaast is er het TETRA-project 080157: „Brandveilig Constructief Ontwerp:
toepassing van de nieuwe op performantiecriteria gebaseerde ontwerpcodes” dat
onderzoek verricht naar de nieuwe „Bijlage 6: Industriegebouwen”. Aangezien deze
thesis samenloopt met dit project is het belangrijk te kijken wat er al beschikbaar is
aan informatie.
9

2. Basisnormen voor brandpreventie
2.2 Gewijzigde terminologie uit Bijlage 1
Door de komst van „Bijlage 6: Industriegebouwen” moest de „Bijlage 1: Terminologie”
van de basisnormen brandpreventie worden aangepast om aan de nieuwe
prestatiegerichte regels te voldoen.
2.2.1 Art. 1.14: Industriegebouw
Industriegebouw: een gebouw of gedeelte van een gebouw, dat omwille van zijn
constructie en inrichting bestemd is voor doeleinden van bedrijfsmatige bewerking of
opslag van materialen of goederen, het bedrijfsmatig telen of opslaan van gewassen of
het bedrijfsmatig houden van dieren. De overdekte plaatsen open naar de buitenlucht
(bvb. opslag onder luifels) worden meegeteld in de totale oppervlakte van het gebouw.
[7, art. 1.14]
In dit artikel, dat al reeds sinds het KB van 1997 was opgenomen, wordt besproken
welke gebouwen onder de nieuwe „Bijlage 6: Industriegebouwen” normering vallen.
Deze omvat alle industriële processen, maar niet de bijhorende commerciële, administratieve
of dienstgerichte activiteiten. Indien deze ondergebracht zijn in aparte
compartimenten kunnen deze worden vrijgesteld van de eisen beschreven in „Bijlage
6: Industriegebouwen”.
2.2.2 Art. 1.15: Structurele elementen
Een belangrijke aanpassing volgt in art. 1.15 omtrent structurele elementen. De
oorspronkelijke tekst gaat als volgt:
De structurele elementen zijn de bouwelementen die de stabiliteit van het geheel
of van een gedeelte van het gebouw verzekeren (zoals kolommen, dragende wanden,
hoofdbalken, afgewerkte vloeren en andere essentiële delen die het geraamte of skelet
van het gebouw vormen) en die bij bezwijken aanleiding geven tot voortschrijdende
instorting; voortschrijdende instorting treedt op indien het bezwijken van een constructieonderdeel
aanleiding geeft tot bezwijken van onderdelen van het gebouw die zich
niet bevinden in de onmiddellijke omgeving van het beschouwde onderdeel en indien
de draagkracht van het overblijvende bouwwerk onvoldoende is om de optredende
belasting te dragen.[7, art. 1.15]
10
Deze tekst blijft behouden maar wordt aangevuld met:
De structurele elementen worden als volgt ingedeeld:
• structurele elementen type I: elementen die bij bezwijken aanleiding geven
tot een voortschrijdende instorting die zich kan uitstrekken over de compartimentsgrenzen
heen of die aanleiding geeft tot de beschadiging van de compartimentswanden.

Gewijzigde terminologie uit Bijlage 1
• structurele elementen type II: elementen die bij bezwijken weliswaar aanleiding
geven tot een voortschrijdende instorting, maar niet over de compartimentsgrenzen
heen.
De voorschriften voor structurele elementen waarvan het type niet is gepreciseerd zijn
van toepassing op alle structurele elementen.[6, art. 1.15]
Figuur 2.1: Hiërarchie van bouwelementen
De hiërarchie van de bouwelementen wordt weergegeven in figuur 2.1. Er kan
gesteld worden dat er 3 typen dragende bouwelementen zijn, namelijk niet-structurele
dragende elementen en structurele elementen type I en II. Hierbij zorgen nietstructurele
dragende bouwelementen niet voor voortschrijdend falen (zie 2.2.3),
terwijl de structurele elementen wel voor een voortschrijdend falen zorgen. Hoe hoger
de kans op falen van de volledige structuur bij het falen van een element tijdens
brand, hoe hoger de brandweerstand van dat element moet zijn.
Het bepalen van het type van een bouwelement is geen evidente materie. Het is
immers geen eigenschap van het bouwelement zelf maar hangt af van de belastingen,
afmetingen, verbindingen enz. Wanneer geeft een bouwelement aanleiding tot een
voortschrijdende instorting en wanneer niet? Daarom is het nodig de onderzoeken
uit te voeren met geavanceerde rekenmodellen zodat de evolutie van het gedrag van
de structuur tijdens de brand zichtbaar wordt. Zolang er geen zekerheid is tot welk
type een bouwelement behoort, moet men de strengere structurele elementen type I
handhaven. Er kan enkel van afgeweken worden indien de typeoplossingen gevolgd
worden of een gedetailleerde studie wordt toegevoegd waarbij voor elk structureel
element het juiste type is bepaald. De typeoplossingen worden gepubliceerd door
de Minister van Binnenlandse Zaken maar zijn tot op heden niet gekend. Het
TETRA-project 080157 tracht onder andere type-fiches op te stellen van de meest
voorkomende typologieën in de bouwpraktijk.
11

2. Basisnormen voor brandpreventie
2.2.3 Voortschrijdende instorting
Voortschrijdende instorting wordt in artikel 1.15 beschreven als:
voortschrijdende instorting treedt op indien het bezwijken van een constructieonderdeel
aanleiding geeft tot bezwijken van onderdelen van het gebouw die zich niet
bevinden in de onmiddellijke omgeving van het beschouwde onderdeel en indien de
draagkracht van het overblijvende bouwwerk onvoldoende is om de optredende belasting
te dragen.[7, art. 1.15]
Het bezwijken van een kolom zal meestal een instorting teweeg brengen. De
vloeren die de kolom draagt, net als het dak, zullen mee met de kolom falen daar deze
hun ondersteuning verliezen. De vraag is wat met de onmiddellijke omgeving wordt
bedoeld. Behoort een dakspant die is opgelegd op een kolom tot de onmiddellijke
omgeving van deze kolom of niet?
Deze vraag wordt verder onderzocht door de werkgroep van de Hoge Raad
voor beveiliging tegen brand en ontploffing en zij trachten hier een antwoord op
te formuleren. Hierbij wordt er rekening gehouden met de industrie, die zo groot
mogelijke zones wilt benutten zonder bijkomende maatregelen. Maar tevens ook met
de eis rond de veiligheid waarbij men de zone zo klein mogelijk probeert te houden.
Voortschrijdende instorting wordt veroorzaakt door het feit dat naastliggende
constructie-elementen de bijkomende krachten, veroorzaakt door het falende element,
niet meer kunnen opnemen. Dit vraagt om een analyse van het gedrag van
constructies bij brand. Ook hiervoor zijn geavanceerde rekenmodellen noodzakelijk.
Enkel op deze manier kan een correcte analyse gemaakt worden van het gedrag van
constructies bij brand.
2.3 Terminologie inzake de industriële gebouwen
Naast het aanpassen van enkele artikels in „hoofdstuk 1: Terminologie” van de
basisnormen brandpreventie worden er ook enkele nieuwe artikels toegevoegd, die
onder artikelnummer 6 terecht komen. Hierin treffen we de brandbelasting en
maatgevende brandbelasting aan. Deze 2 artikels zijn nodig om de industriegebouwen
te kunnen indelen in klassen. De klasse waartoe een compartiment behoort bepaald
de eisen die opgelegd worden aan de structurele elementen, compartimentswanden,. . .
De indeling in klassen heeft als grote voordeel dat de activiteiten in industriegebouwen
mogen wijzigen zonder dat het brandonveilig wordt. Wijzigingen aan het
gebouw of de activiteit zijn pas belangrijk indien daardoor ook het gebouw van klasse
verandert. Zolang men niet van klasse verandert, blijven alle regels behouden.
De klasse kan ook opgesteld worden per compartiment. Dit maakt dat er
verschillende klassen gebruikt kunnen worden in eenzelfde industriegebouw, waarbij
men lichtere eisen omtrent brandveiligheid kan toepassen in de lagere klassen.
12

Terminologie inzake de industriële gebouwen
2.3.1 Brandbelasting
In het Koninklijk Besluit van 15 juli 2009 [6] staat dat de brandbelasting q fi,k een
maat is voor de bij brand maximaal vrijgegeven energie per oppervlakte-eenheid.
Aangezien de inhoud van het gebouw niet constant is, wordt het moeilijk een totale
brandbelasting te bepalen. Daarom mag gerekend worden met een hoeveelheid die
voor 80% van de tijd niet overschreden wordt.
2.3.2 Maatgevende brandbelasting
Op 2 manieren kan de maatgevende brandbelasting q fi,d van een ruimte bepaald
worden:
• Er zijn lijsten beschikbaar met richtwaarden van maatgevende brandbelasting
per bestemming. Dergelijke lijst is opgenomen in de Eurocode NBN EN 1991-
1-2: 2003 [11] voor niet-industriële bestemmingen. De lijst voor industriële
bestemmingen zal nog worden opgesteld door de minister van Binnenlandse
Zaken.
• Indien de specifieke bestemming niet in de lijsten is terug te vinden, moet een
gedetailleerde studie uitgevoerd worden aan de hand van de brandbelasting van
de verschillende materialen die aanwezig zullen zijn. De meeste materialen in een
brand verbranden niet volledig. Hiermee mag rekening gehouden worden door
de verbrandingsfactor m (m ≤ 1) toe te passen. Deze factor wordt bepaald in
de Eurocode NBN EN 1991-1-2: 2003 [11]. Voor de meeste cellulosematerialen
(hout, papier, ...) mag m=0.8 worden aangenomen.
Bij plaatselijke grote brandbelastingen kan men door gebruik te maken van compartimentering,
de strengere voorschriften beperken tot de desbetreffende compartimentering.
Aangezien type-oplossingen algemeen moeten zijn, kan er geen gebruik gemaakt
worden van de maatgevende brandbelasting bij het bepalen van de strengheid van de
brand. Daarom wordt er gebruik gemaakt van de standaard temperatuur-tijdcurve
(zie figuur 2.2) om de evolutie van de brand te bepalen. Deze curve kan worden
berekend met de volgende formule [11]:
θ = 345 × log 10 (8t + 1) + 20 waarin t: de tijd in [min] (2.1)
Verder is de maatgevende brandbelasting nog van belang bij het bepalen van de
klassen.
2.3.3 Klassen
Zoals reeds gesteld laat de indeling van industriegebouwen in klassen toe om gebouwen
voor een ruimere groep van activiteiten te ontwerpen. Zolang de maatgevende
13

2. Basisnormen voor brandpreventie
Figuur 2.2: ISO-brandcurve
brandbelasting niet buiten de grenzen van de klasse valt, blijft de klassering geldig.
Ieder compartiment wordt afzonderlijk bekeken. Dit kan ervoor kan zorgen dat
strenge eisen beperkt blijven tot één gedeelte. Het is ook mogelijk dat er naast
industriële activiteiten ook andere (commerciële, dienstverlenende, ...) activiteiten
plaatsvinden in het gebouw. Het is gunstig deze in een aparte compartimentering
onder te brengen, waardoor ze op hun eigen normering terugvallen. Indien er
meerdere activiteiten aanwezig zijn, en er dus voorschriften van meerdere bijlagen
van de basisnormen brandpreventie van toepassing zijn, gelden steeds de strengste
voorschriften voor de gemeenschappelijke delen (bv. compartimentswand).
Er zijn 3 klassen afhankelijk van de maatgevende brandbelasting:
• Klasse A q fi,d ≤ 350MJ/m 2
• Klasse B 350MJ/m 2 ≤ q f i d ≤ 900MJ/m 2
• Klasse C 900MJ/m 2 ≤ q f i d
De strengste voorschriften zijn terug te vinden bij klasse C. Bij ontstentenis
van de klasse van het industriegebouw moeten deze strengste voorschriften dan ook
gevolgd worden.
De klassen bepalen de vereiste brandweerstand voor de verschillende structurele
elementen. Dit wordt weergegeven in tabel 2.1.
14

Geavanceerde rekenmodellen
Element Brandweerstand Reden
Type I
R 60
Voor een gebouw of deel ervan van klasse A
R 120
Voor een gebouw of deel ervan van klasse B of C
Type II
R t
1 e,d Algemene regel
Geen R bepaald
Enkel geldig voor typeoplossingen
R 30 (of hoger) in functie van de grootte van het compartiment
Tussenvloeren R 30 Tussenvloeren en hun draagstructuur
Tabel 2.1: Minimaal vereiste brandweerstand voor structurele elementen
2.3.4 Fire Safety Engineering
De nieuwe „Bijlage 6: Industriegebouwen” is prestatiegericht. Dit zet de deur open
voor Fire Safety Engineering.
In de nieuwe bijlage is daarbij ook het onderdeel „Actieve brandbeveiliging”
toegevoegd. Dit onderdeel geeft verdere uitleg en eisen omtrent de gebruikte brandbeveiliging.
Het gebruik van sprinklers zorgt er bijvoorbeeld voor dat de totale brandbelasting
per compartiment 6 keer groter mag zijn. Tevens mogen ook vluchtroutes
langer worden en zijn de tussenafstanden tussen industriële gebouwen kleiner.
2.4 Geavanceerde rekenmodellen
Zoals reeds aangegeven is het niet voldoende de brandweerstand van ieder element
afzonderlijk te bepalen. Het is nodig om de evolutie tijdens de brand te onderzoeken.
Hierbij zijn naast de brandweerstand ook de verplaatsingen en optredende krachten
op naastgelegen compartimenten van belang om te oordelen of elementen behoren
tot structurele (type I of II) of niet-structurele elementen.
De meeste brandmodules van rekensoftware beperken zich tot de berekening van
de weerstand van de profielen na een vooropgestelde tijd. Hierbij wordt meestal wel
rekening gehouden met de reductie van de staalkarakteristieken bij de opwarming
van het staal. Maar het is niet mogelijk om een structurele inzicht te verwerven
tussen de verschillende elementen.
Hiervoor moet de analyse uitgevoerd worden op meerdere tijdstippen om zo de
krachtswerking en verplaatsingen te laten evolueren tussen de verschillende elementen.
Door berekening op meerdere tijdstippen kan ook de vervorming worden nagegaan
en de invloed hiervan op de herverdeling van de krachten en spanningen. Enkel zo
kan het structureel gedrag in een brandsituatie geanalyseerd worden. Het eindige
elementenprogramma SAFIR biedt zowel een thermische als mechanische analyse aan.
Allereerst wordt via de thermische analyse de temperatuursverdeling in de doorsnede
van de verschillende elementen berekend over de gehele tijdsduur. De verkregen
1 equivalente tijdsduur t e,d volgens EN 1991-1-2:2002
15

2. Basisnormen voor brandpreventie
temperaturen worden dan gebruikt om een mechanische analyse uit te voeren. Op
ieder tijdstip worden de verkregen temperaturen gebruikt om een reductie toe te
passen op de staalkarakteristieken en rekening te houden met de uitzetting van staal
bij verhoging van temperatuur. Op deze wijze is het mogelijk om het gedrag van
de structuur, de optredende spanningen en verplaatsingen te analyseren tijdens een
brand.
Als het structureel gedrag geanalyseerd is, kunnen de verschillende bouwelementen
onderverdeeld worden in de verschillende categorieën. Via dit structureel
gedrag kunnen de Type’s I en II worden toegekend aan de structurele elementen.
Hiernaast kunnen de gevonden verplaatsingen en spanningen vereenvoudigd worden
in eenvoudige rekenregels die bruikbaar zijn voor het onderzochte type.
2.5 Het TETRA-project
TETRA staat voor „TEchnologieTRAnsfer door instellingen van hoger onderwijs”. Er
zijn drie grote pijlers in een TETRA-project, namelijk verkenning van het bestaande,
vertaling van basiskennis in toepassingen en het verspreiden van deze kennis naar de
geïnteresseerden.
Het TETRA-project 080157 „Brandveilig Constructief Ontwerp: toepassing van
de nieuwe op performantiecriteria gebaseerde ontwerpcodes” richt zich tot de nieuwe
„Bijlage 6: Industriegebouwen” in de basisnormen voor brandpreventie. Er is afgestapt
van de gangbare prescriptieve regels in normeringen en overgegaan naar prestatiecriteria
gebaseerde regels. Deze regels vragen een goede interpretatie en het is daarom
nodig om een goede leidraad op te stellen voor het gebruik van deze nieuwe „Bijlage
6: Industriegebouwen”.
De drie pijlers van een TETRA-project beslaan hier 2 :
• (Verkennen) het opstellen van richtlijnen vanuit de praktijk, wetgeving en
ontwerpsoftware
• (Vertalen) het uitschrijven van richtlijnen over de verschillende nieuwe aspecten
uit de nieuwe Bijlage 6
• (Verspreiden) de kennis verspreiden naar de verschillende actoren
In navolging van de eerste pijler wordt er gestreefd om verschillende voorbeeldtypologieën
op te stellen. De reden van het uitwerken van deze typologieën is
tweezijdig, namelijk [19]
• door het aanmaken van deze typologieën kan men inzicht en duidelijkheid
verschaffen in de indeling in de structurele elementen type I en type II
2 http://www.tetra-brandveiligheid.be/, 23/05/2010
16

Het TETRA-project
• de typologieën kunnen als voorbeeld dienen voor een snelle en eenvoudige
hanteerbare verificatie voor courante typologieën. Dit vormt een hulpmiddel
bij zowel het ontwerp als bij latere controle door de brandweer.
De indeling in typologieën dient in eerste plaats om de verschillende structuren te
kunnen catalogiseren, anderzijds kan men gericht onderzoek leveren naar één type
en hier rekenregels rond opstellen. Het opstellen van deze typologieën verloopt in 4
stappen.
2.5.1 Stap 1: Typologieën in de industriebouw
De industriebouw wordt gekenmerkt door courante constructiemethoden die het
merendeel van de bouwpraktijk bepalen. De doelstelling is te komen tot fiches die
80 à 90% van de courante praktijkgevallen dekken. Hierbij is het belangrijk bij
deze typologieën de structurele elementen te bepalen en het constructief gedrag van
deze structurele elementen af te leiden zodat ze kunnen ingedeeld worden in Type I
en II. De indeling in typologieën is gerelateerd aan het constructiemateriaal en de
portiekopbouw 3 .
2.5.2 Stap 2: Constructief gedrag
De elementen bezitten een bepaald constructief gedrag onder brandbelasting. Het
is belangrijk dit gedrag in kaart te brengen voor de verschillende elementen, gerelateerd
aan de functie die ze bezitten in de industriebouw. Deze elementen kunnen
onderverdeeld worden in dragende elementen, structurele elementen type I en type
II. Men onderscheidt hierbij:
• Afwerkingselementen
• Secundaire dragende elementen
• Primaire dragende elementen
• Funderingen
Elementen van deze groepen kunnen onderverdeeld worden in alle soorten dragende
elementen. Afwerkingselementen kunnen bv. bijdragen tot de langse stabiliteit van
het industriegebouw door schijfwerking en zo tot type I behoren. Secundair dragende
elementen kunnen voor de kipstabiliteit van primair dragende elementen zorgen en
zo ook mee in de zwaardere categorie van het primaire element belanden.
2.5.3 Stap 3: Typografische symbolen
Om de verschillende typologieën in kaart te brengen is het nuttig een symbolenlijst
voorhanden te hebben die gebruikt kan worden om de verschillende elementen in
de typologie te beschrijven. Hierdoor kan eenvoudig een schematische voorstelling
worden gemaakt van de typologie (zie figuur 2.3).
3 http://www.tetra-brandveiligheid.be/, 23/05/2010
17

2. Basisnormen voor brandpreventie
Figuur 2.3: Een lijst van typografische symbolen [23, p. 54]
2.5.4 Stap 4: Opstellen van fiches
Als laatste stap worden de verschillende typologieën samengebracht in bruikbare
fiches. Hierop staat de schematische voorstelling van de typologie, net als de beschrijving
van de constructieve elementen en materialen. Het zijn deze fiches die in
de praktijk gebruikt kunnen worden.
Het TETRA-project heeft ondertussen stappen 1 tot 4 afgerond. Hetgeen momenteel
nog ontbreekt is bijkomend onderzoek om de verschillende typologieën verder
uit te breiden. In hoofdstukken 4 tot en met 6 wordt er telkens een uitbreiding
gemaakt op een bestaande typologie. De typologie is reeds beschreven in een typefiche,
heeft al rekenregels voorhanden, maar heeft enkele beperkende parameters. Het zijn
deze parameters die gewijzigd worden om zo een vollediger beeld te kunnen scheppen
van het constructief gedrag van een typologie onder brandbelasting en het toetsen
van de blijvende geldigheid van de rekenregels.
18

Hoofdstuk 3
Onderzoeksmethodologie
3.1 Inleiding
Het TETRA-project 080157 „Brandveilig Constructief Ontwerp: toepassing van de
nieuwe op performantiecriteria gebaseerde ontwerpcodes” richt zich tot de nieuwe
wetgeving omtrent brandveiligheid van industriegebouwen. Hierbij zijn reeds typologieën
opgesteld welke zijn samengevat op typefiches. Deze typologieën zijn
afhankelijk van vele parameters en randvoorwaarden. Het is de bedoeling voor
deze typologieën vereenvoudigde rekenmethoden op te stellen zodat niet steeds
geavanceerde rekenmodellen moeten gebruikt worden om de prestatiecriteria van
„Bijlage 6: industriegebouwen” te toetsen. Het gebruik van dergelijke typologieën
zou het ontwerpproces in sterke mate moeten versnellen. De eenvoudige rekenregels
moeten informatie geven over:
• de verplaatsingen. Het is van belang de verplaatsing aan de top van de
kolommen te kennen om zo de correcte opbouw van de brandwanden te bepalen.
Dit is van belang omdat deze brandwanden de laterale verplaatsing van de
stalen constructie bij brand moeten kunnen opvangen.
• de maximale trekkracht. Na het bezwijken van de portiek wordt er een
trekkracht uitgeoefend op de naastliggende compartimenten. Het koude
naastliggende compartiment moet hierbij de optredende trekkracht kunnen
opnemen, zoniet zal ze mee bezwijken met de brandende portiek. Er kan
anderzijds ook gekozen worden voor ontdubbelde kolommen die verbonden zijn
via smeltankers met de compartimentswand, zodat de trekkracht niet hoeft
doorgegeven te worden naar het naastliggende compartiment.
• de faalmode. Deze faalmode is belangrijk voor de bepaling van het type
structurele elementen. Gaat het om een voortschrijdende instorting over de
compartimentsgrenzen heen of niet? Daarnaast geeft de faalmode aan of bij
het bezwijken van de constructie de wanden naar binnen vallen of niet. Dit
is voornamelijk van belang voor de veiligheid van de brandweerlui en andere
personen.
19

3. Onderzoeksmethodologie
Door het TETRA-project zijn reeds volgende typologieën gedefiniëerd [23]:
• Typologie 001 - Enkelvoudig compartiment
• Typologie 002 - Dubbele beuk, 2 brandcompartimenten, stalen portiek, brandwand
volgens langse richting
• Typologie 003 - Dubbele beuk, 2 brandcompartimenten, betonnen kolommen,
warmgewalste ligger, brandwand volgens langse richting
• Typologie 004 - Dubbele beuk, 2 brandcompartimenten, betonnen kolommen,
gelijmde gelamelleerde houten ligger, brandwand volgens langse richting
• Typologie 005 - Dubbele beuk, 2 brandcompartimenten, betonnen kolommen,
voorgespannen betonnen ligger, brandwand volgens langse richting
• Typologie 006 - Enkele beuk, 2 brandcompartimenten, brandwand volgens
dwarse richting
• Typologie 008 - Meervoudige beuken, meervoudige compartimenten, gevallen
met beschikbare vereenvoudigde rekenmethode voor indeling Type I/II van
liggers/kolommen
• Typologie 009 - Meervoudige beuken, meervoudige compartimenten, andere
gevallen
• Typologie 010 - Aanbouw aan buitenzijde van industriegebouw, dwarse stabiliteit
• Typologie 011 - Aanbouw aan binnenzijde van industriegebouw, dwarse stabiliteit
• Typologie 012 - Aanbouw aan buitenzijde van industriegebouw, langse stabiliteit
• Typologie 013 - Aanbouw aan binnenzijde van industriegebouw, dwarsstabiliteit
gerealiseerd door windverbanden, langse stabiliteit
• Typologie 014 - Aanbouw aan binnenzijde van industriegebouw, kolomvoeten
ingeklemd, langse stabiliteit
• Typologie 015 - Gebruik van een tussenvloer
• Typologie 016 - Vloeren als compartimentering
Er zijn reeds twee onderzoeken afgerond waarin verschillende typologieën uitgebreid
onderzocht worden. Er is het RFCS-project RFS2-CR-2007-00032 [25] waarin
specifiek de brandveiligheid van staalstructuren wordt onderzocht voor industriële
hallen. In dit onderzoek komt typologie 001, typologie 002, typologie 006 en typologie
008 aan bod. Daarnaast is er ook nog het onderzoeksproject van de Université de
Liège „Comportement au feu des façades des bâtiments industriels”[3] welke er kwam
20

Randvoorwaarden en parameters
op aanvraag van de overheid. Hierin worden typologieën onderzocht die naast staal
ook andere bouwmaterialen bevatten, namelijk hout, gewapend en voorgespannen beton.
Dit onderzoek gaat over typologie 001, typologie 003, typologie 004 en typologie
005.
Uit deze twee onderzoeken zijn reeds eenvoudige rekenregels afgeleid voor de
typologieën. Deze rekenregels gelden enkel voor de in de onderzoeken aangenomen
randvoorwaarden (verbindingen tussen de elementen) en parameters (bepaling van
de geometrie). Om het toepassingsgebied van de typologieën uit te breiden is het
nodig om aangenomen parameters te wijzigen en te onderzoeken of het gedrag van
de structuur hierbij hetzelfde blijft. Het wijzigen van de parameters heeft vooral
een economische grondslag, aangezien deze parameters een beperking leggen op de
huidige bouwpraktijk in de industriebouw.
3.2 Randvoorwaarden en parameters
Om een onderzoek te kunnen starten moeten steeds volgende zaken bepaald worden:
• Randvoorwaarden
• Parameters van de geometrie
• Belastingen
• Secties
Eerst moet de structuur bepaald worden. Deze hangt af van de randvoorwaarden
en parameters. De randvoorwaarden bepalen de verbindingen tussen de verschillende
elementen van de structuur. In het RFCS-onderzoek [25] worden volgende
randvoorwaarden verondersteld:
• Verbinding met fundering: scharnierend
• Verbinding ligger-kolom: continu
Deze zullen behouden blijven in de onderzoeken aangezien ze economisch interessant
zijn en daarom courant worden toegepast in de bouwpraktijk.
De parameters bepalen de geometrie van de structuur. De belangrijkste parameters
zijn:
• Aantal portieken
• Portiekhoogte
• Overspanning van een portiek
• Dakhelling
21

3. Onderzoeksmethodologie
• Dakbedekking
• Profielkeuze
• Blootstelling aan de brand van kolom en ligger
3.3 Brandcurve
Iedere natuurlijke brand kan beschreven worden in 3 fasen. Eerst is er de groeifase
die start met de ontsteking van een brandbaar materiaal. De brand groeit traag
totdat de vlamoverslag plaatsvindt. Deze vlamoverslag of flash-over is het moment
waarop, door de straling van de hete rookgassen, andere brandbare materialen die nog
niet in brand stonden spontaan ontbranden. Vanaf dit punt wordt de volgende fase
bereikt in de brand, namelijk de brandfase. Hierin is de brand volledig ontwikkeld en
bereikt het zijn hoogste temperatuur. Eenmaal de toevoer van brandbaar materiaal
vermindert, zal de brand beginnen uitdoven. Vanaf dat moment wordt er gesproken
van de dooffase. Deze 3 fazen zijn weergegeven in figuur 3.1.
Figuur 3.1: Relatie tussen natuurlijke brand en standaard brandkromme [17]
Er zijn vele parameters die een invloed hebben op de brand waaronder de brandbelasting
in het gebouw. Om toch verschillende constructies en materialen te kunnen
vergelijken wordt er uitgegaan van genormaliseerde temperatuur-tijdkromme [11].
De standaard temperatuur-tijdkromme start pas na de vlamoverslag, wanneer er zich
reeds een volledig brand heeft ontwikkeld, zoals wordt weergegeven in de figuur 3.1.
De constructies in deze thesis worden onderworpen aan de standaard temperatuurtijdkromme.
22

Belasting en combinatiefactoren
3.4 Belasting en combinatiefactoren
Vervolgens moeten de belastingen bepaald worden. Namelijk, het eigengewicht, de
permanente belasting [9] en de veranderlijke belasting van het dak voor sneeuw [12],
wind [13] en onderhoud [10, p. 29]. Bij het eigengewicht hoort naast het gewicht
van de staalprofielen ook de dakbedekking in geval van de liggers. Deze belasting is
steeds neerwaarts gericht.
Al deze belastingen moeten gecombineerd worden om zo te totale belasting te
bekomen. Dit gaat met behulp van partiële veiligheidsfactoren en combinatiefactoren.
Deze partiële veiligheidsfactoren zijn nodig om rekening te houden met de
mogelijke spreiding van de waarden voor de gebruikte belastingen (zie tabel 3.1). De
combinatiefactoren houden dan weer rekening met het feit dat alle belastingsgevallen
zelden allen samen zullen optreden (zie tabel 3.2).
Afhankelijk van de toestand waarin de constructie zich bevindt, namelijk de
koude toestand en de accidentele toestand in geval van brand, moeten er andere
factoren gebruikt worden. Om het gebouw in koude toestand door te rekenen moet
de structuur bepaald worden in uiterste grenstoestand (UGT) en bruikbaarheidsgrenstoestand
(BGT). In UGT wordt de constructie getoetst op zijn sterkte, in BGT
is het de bedoeling de optredende verplaatsingen ten gevolge van de belastingen
binnen aanvaardbare waarden te houden. In accidentele toestand, hier in het geval
van brand, moet de structuur enkel gecontroleerd worden in uiterste grenstoestand
(UGT). Er wordt verondersteld dat de vervormingen buiten proporties mogen treden
in geval van brand. In een brandsituatie komt het er enkel op aan de stabiliteit van
de structuur te waarborgen en doen verplaatsingen er niet toe.
Om de verschillende belastingen te combineren is in geval van de uiterste grenstoestand
in koude toestand de vergelijking 3.1 van toepassing[9, 6.4.3.2].
∑
γ G,j G k,j + γ p P + γ Q,1 Q k,1 + ∑ γ Q,i ψ 0,i Q k,i (3.1)
j≥1 j≥1
Voor de belastingen te combineren in bruikbaarheidsgrenstoestand in koude
toestand voor een zeldzame belastingscombinatie is de vergelijking 3.2 van toepassing
[9, 6.5.3].
∑
G k,j + P + Q k,1 + ∑ ψ 0,i Q k,i (3.2)
j≥1 j≥1
In geval van de accidentele situatie brand wordt de vergelijking 3.3 gevolgd [9,
6.4.3.3].
∑
G k,j + P + A d + ψ 1,1 Q k,1 + ∑ ψ 2,i Q k,i (3.3)
j≥1
23

3. Onderzoeksmethodologie
Ontwerpsituatie EN1990 γ G,j γ Q,i
Blijvende ontwerpsituatie UGT (vergelijking 3.1) [6.10] 1.35 1.50
Blijvende ontwerpsituatie BGT (vergelijking 3.2) [6.10] 1.00 1.00
Accidentele ontwerpsituatie UGT (vergelijking 3.3) [6.11b] 1.00 1.00
Tabel 3.1: Partiële veiligheidscoëfficiënt volgens Eurocode 0 [9, Tabel A1.2]
Combinatiefactoren - aangrijpende belastingen Ψ 0 Ψ 1 Ψ 2
Categorie H: Daken - onderhoudslast 0 0 0
Sneewbelasting op gebouwen: voor plaatsen gelegen op een 0.5 0.2 0
hoogte h ≥ 1000m boven zeespiegel
Windbelasting op gebouwen 0.6 0.2 0
Tabel 3.2: Combinatiefactoren volgens Eurocode 0 [9, Tabel A1.1]. De combinatiefactoren
in geval van brand zijn in vet aangeduid.
Hierbij is:
G Permanente belasting
Q Veranderlijke (nuttige) belasting.
P Belasting door voorspanning (hier niet van toepassing)
A d Rekenwaarde voor accidentele belasting.
γ Partiële veiligheidsfactoren [9, Tabel A1.2]
ψ Combinatiefactoren [9, Tabel A1.1]
Er is een groot verschil tussen de UGT berekening in koude toestand en de UGT
berekening in accidentele toestand. In het laatste geval wordt er geen rekening meer
gehouden met mogelijke spreiding van de waarden van belastingen. Ook sneeuwlast
en onderhoudslast worden weggelaten in het geval van de accidentele toestand, de
sneeuw smelt en er zal geen onderhoud plaatsvinden tijdens een accidentele toestand.
Dit is voordelig voor de uiteindelijke brandweerstand van de constructie. Door de
temperatuurstijging neemt de sterkte en stijfheid van het staal af (zie hoofdstuk 3.7),
maar daartegenover staat de vermindering in belasting. Hierdoor zal de constructie
minder snel bezwijken.
3.5 Controle portiek in koude toestand
Als alle invoergegevens bepaald zijn moet de structuur berekend worden in koude
toestand. Oorspronkelijk was deze controle toegevoegd in de preprocessor die gebruikt
wordt om de input-files te genereren van SAFIR. Via de vereffeningsmethode van
Cross werd de krachtsverdeling bepaald in de structuur. Maar dit blijft steeds een
benadering en kan niet op tegen de rekenprogramma’s die vandaag op de markt zijn.
Het eindige elementenprogramma SAFIR c○Université de Liège dat gebruikt zal
worden voor het onderzoek van de portiek in brandsituatie kan ook berekeningen uitvoeren
bij omgevingstemperatuur. Hiervoor moeten de *.TEM files (temperatuurfile
24

Controle portiek in warme toestand
van een profiel) aangepast worden van HOT naar COLD. Dergelijke temperatuurfile
moet steeds aangemaakt worden voor ieder gebruikt profiel vooraleer de berekening
kan uitgevoerd worden. Door het gebrek aan een eenvoudige invoer van belastingscombinaties
en een profielenbibliotheek maakt dat SAFIR zich niet optimaal leent
om te onderzoeken welke profielen nodig zijn bij een bepaalde constructie in het geval
van een koude toestand.
Daarom worden de constructies gecontroleerd in koude toestand aan de hand
van Powerframe c○Buildsoft. Met een eenvoudige profielenbibliotheek kan er snel
gewisseld worden tussen de profielen. De verschillende belastingscombinaties kunnen
gecreëerd worden uit de belastingen met de functie „lastencombinaties” van Powerframe.
Voor alle belastingscombinaties worden dan de optredende verplaatsingen
en krachten berekend, voor de belastingscombinaties in UGT wordt er ook nog een
weerstands- en knikcontrole uitgevoerd. Hierbij wordt gecontroleerd of de berekende
snedekrachten de door de norm opgelegde grenzen niet overschrijden. Aangezien ook
de belastingscombinaties in BGT worden berekend, kunnen eveneens de optredende
verplaatsingen gecontroleerd worden. Deze verplaatsingen moeten beperkt blijven
tot maximaal[14]:
L/200 = verticale doorbuiging ligger
H/300 = horizontale verplaatsing kolom
met:
L = overspanning
H = kolomhoogte
Indien zowel de weerstands- als knikcontrole voldoen en de structuur blijft binnen
de toegelaten grenzen van verplaatsing in BGT, is de constructie veilig in koude
toestand. Hieruit is de benodigde staalsectie bepaald voor de constructie.
3.6 Controle portiek in warme toestand
De controle in warme toestand dient te gebeuren met een geavanceerd rekenmodel (zie
hoofdstuk 2.4). Om iets te kunnen afleiden in verband met faalmode en optredende
verplaatsingen is het nodig om de structuur op meerdere tijdstippen door te rekenen.
Door het bepalen van de verplaatsing op ieder tijdstip kan ook de herverdeling van
krachten en spanningen worden nagegaan.
De controle wordt daarom uitgevoerd met het eindige elementenprogramma
SAFIR. Hierbij moeten er 2 analyses uitgevoerd worden, namelijk een thermische en
mechanische analyse. Daar SAFIR geen gebruikersinterface heeft is het nodig om
tekstbestanden of input-files aan te maken die dan kunnen ingelezen worden in SAFIR.
Eerst moeten er input-files opgesteld worden voor de gebruikte profielen. De
input-files voor de benodigde profielen kunnen gegenereerd worden voor IPE- en
25

3. Onderzoeksmethodologie
H-profielen met behulp van Wizard2007.exe c○Université de Liège. Voor andere profielen
moeten de inputfiles zelf aangemaakt worden. De inputfiles voor de profielen
moeten eerst onderworpen worden aan een thermische analyse waarna een temperatuurfile
of TEM-file bekomen wordt. Deze temperatuurfile bevat de geometrie
van het profiel en de temperatuursverdeling in de doorsnede van het profiel over de
gehele tijdsduur tijdens het onderwerpen aan de standaard temperatuur-tijdskromme.
Vervolgens moet de input-file van de structuur worden opgesteld waarop de
mechanische analyse zal uitgevoerd worden. Voor deze mechanische analyse wordt
een preprocessor opgesteld in Excel. Deze preprocessor bevat parameters waarmee
de volledige input-file voor SAFIR wordt aangemaakt. Vanuit deze input-file voor de
structuur moet verwezen worden naar de temperatuurfile van de gebruikte profielen.
Met de preprocessor kunnen verschillende input-files eenvoudig gegenereerd worden,
die aan een mechanische analyse moeten onderworpen worden in SAFIR. De temperaturen
uit de temperatuurfile worden gebruikt om in de mechanische analyse
een reductie toe te passen op de staalkarakteristieken en rekening te houden met
de uitzetting van staal bij verhoging van temperatuur. Op deze manier worden de
verplaatsingen en optredende krachten in de structuur op ieder tijdstip berekend.
Het proces zoals hierboven beschreven is een 2D-simulatie. Dit verwaarloost
echter de vervormingen uit het vlak. Daarom wordt er overgegaan naar een 2,5D
simulatie waar verplaatsingen uit het vlak wel mogelijk zijn. Hiervoor moet de
torsiestijfheid van ieder element in rekening gebracht worden. Dit kan door de
temperatuurfiles te wijzigen volgens de extra manual van SAFIR „how to go to
3D” [22]. Daarnaast moeten er 3 extra vrijheidsgraden worden toegevoegd in de
inputfile van de structuur om verplaatsingen uit het vlak van de portiek toe te laten.
Een volledige 3D-simulatie is overbodig aangezien enkel de langse stabiliteit van de
portieken onderzocht wordt. Daarbij wordt het onderzoek gevoerd met een standaard
temperatuur-tijdskromme zodat alle portieken in het brandend compartiment op
éénzelfde wijze verhit worden. Hierdoor wordt door een analyse uit te voeren in 3D
geen bijkomende informatie verkregen. Een 3D-simulatie zou wel nuttig zijn indien
er een lokale brand gesimuleerd zou worden. Dan zou via een 3D-simulatie het effect
op naastliggende portieken zichtbaar worden.
3.7 Bespreking van de resultaten
Na de thermische en mechanische analyse in SAFIR is het nodig de resultaten te
bespreken en zo het brandgedrag van de structuur te onderzoeken. Bij opwarming
ondergaan stalen profielen een belangrijke thermische uitzetting. Deze thermische
uitzetting leidt ertoe dat in de beginfase van de brand er een uitwijking naar buiten
kan waargenomen worden. Het is belangrijk dat de wandopbouw deze verplaatsing
kan volgen. (zie figuur 3.2). Anderzijds zorgt deze thermische uitzetting voor een
toename van de interne drukkrachten in de aan brand blootgestelde stalen profielen,
ontstaan door de axiale weerstand die het koude compartiment biedt tegen de ther-
26

Bespreking van de resultaten
mische uitzetting [21, p. 3].
Figuur 3.2: Vervorming en drukkracht tijdens de uitzettingsfase [21, p. 3]
Bij het opwarmen van stalen profielen verliezen ze al snel hun sterkte en stijfheid
(zie figuur 3.3). De effectieve vloeigrens van het staal zakt vanaf ongeveer 400 ◦ C
en bij 800 ◦ C is er nog nauwelijks 10% van de oorspronkelijke vloeigrens over. De
elasticiteitsmodulus loopt al sneller terug, vanaf 100 ◦ begint het staal zijn stijfheid
te verliezen. Indien de constructie bestaat uit dunwandig koudgevormde profielen
moet er niet gerekend worden met de reductiefactor van de effectieve vloeigrens,
maar met de reductiefactor van de proportionele limiet. De sterkte van dunwandig
koudgevormd staal loopt hierbij sneller terug dan deze van warmgewalste profielen.
Figuur 3.3: Reductiefactor voor de spanning-rek relatie van staal bij hoge temperaturen
[15]
Eenmaal de ligger zijn sterkte en stijfheid verliest gaat ze doorhangen en gedraagt
ze zich als een ketting die aan de kolommen ophangt. Hierbij verandert de drukkracht
die uitgeoefend wordt ter hoogte van de aansluiting met het koude compartiment in
een trekkracht F (zie figuur 3.4). De laterale verplaatsing die waargenomen wordt
op het einde van de constructie verandert ook van richting. Ze zal gericht zijn naar
27

3. Onderzoeksmethodologie
de binnenzijde van het brandende compartiment.
Figuur 3.4: Vervorming en trekkracht tijdens de instortingsfase [21, p. 4]
Het naastliggende compartiment moet de optredende trekkracht kunnen weerstaan,
zoniet zal ze mee bezwijken met de verhitte constructie. Daarnaast is ook de
bevestiging met de compartimentswand van belang. Indien er gekozen wordt voor
ontdubbelde kolommen die bevestigd zijn via smeltankers aan de compartimentswand
zal de trekkracht niet worden doorgegeven en hoeft het naastliggende compartiment
deze ook niet op te nemen.
Indien het koude compartiment voldoende stijf is, zal de verhitte constructie
gedwongen worden om binnen het brandende compartiment in te storten. Als dit
niet het geval is, zal het koude compartiment richting het verhitte compartiment
getrokken worden en kan ze mee instorten. Indien dit het geval is, kan er gesproken
worden van voortschrijdende instorting over de compartimentsgrenzen heen.
Anderzijds moet het koude compartiment ook de bijkomende trekkracht kunnen
opnemen zonder dat de weerstand van de elementen overschreden wordt. Indien de
weerstand overschreden wordt, zal ook in dat geval het naastliggende compartiment
bezwijken en kan er gesproken worden van een voortschrijdende instorting over de
compartimentsgrenzen heen.
In beide gevallen van voortschrijdende instorting over de compartimentsgrenzen
heen zal het element dat zorgde voor het falen van het verhitte compartiment een
structureel element type I moeten worden. Als enkel het verhitte compartiment
bezwijkt, kunnen de elementen gecatalogiseerd worden als structurele elementen type
II.
Uit de resultaten van SAFIR is het dus nodig volgende items te controleren:
• De maximale verplaatsingen ter plaatse van de top van de kolommen. Deze
Figuur 3.5: Vervorming aan het einde van de instortingsfase [21, p. 4]
28

Het opstellen van de rekenregels
laterale verplaatsing moet opgevangen kunnen worden door de brandwand
opdat de brandscheidende functie behouden zou blijven.
• De maximale trekkracht die wordt uitgeoefend op het naastliggende compartiment
wanneer de kettinglijn is gevormd.
• De faalmode van de structuur om te bepalen of er een voortschrijdende instorting
plaatsvindt over de compartimentsgrenzen heen of niet. Dit is belangrijk voor
de indeling van de verschillende bouwelementen.
3.8 Het opstellen van de rekenregels
Het doel van het opstellen van typologieën en hun type-fiches is om niet steeds
geavanceerde rekenmodellen te moeten opstellen ter controle van een structuur. Uit
deze geavanceerde rekenmodellen wordt er getracht 3 items af te leiden, namelijk
de laterale verplaatsingen aan de top van de kolommen, de maximale trekkracht
uitgevoerd op de naastliggende structuur en de faalmode van de constructie. Indien
deze 3 items kunnen begroot worden via rekenregels, kunnen deze gebruikt worden
bij het analyseren van structuren die voldoen aan de omschrijving van de typologie.
Zo hoeft er geen tijdrovend geavanceerd rekenmodel meer opgesteld te worden.
De eenvoudige rekenregel voor het bepalen van de optredende trekkracht gaat uit
van het bepalen van de kettinglijn (zie figuur 3.6). De horizontale trekkracht kan
hierbij berekend worden als [20, p. 34]
R H = q × a
met:
q = verdeelde belasting
a = L 2χ
χ stelt hierbij een parametrische functie voor die de kettinglijn beschrijft. χ kan
benaderd worden met de functie [20, p. 34]:
sinh(χ) = κχ
met:
κ 2 = L2 0 − (h 1 − h 2 ) 2
L 2
h 1 , h 2 = hoogte van de kolommen
L = overspanning tussen de kolommen
L 0 = 2 × R h qL
sinh( )
q 2 × R h
R H = horizontale reactiekracht
29

3. Onderzoeksmethodologie
Figuur 3.6: Parameters van de kettinglijn[20, p. 34]
De kettinglijn hangt dus af van de verdeelde belasting q, kolomhoogtes h 1 en
h 2 , tussenafstand L tussen de kolommen en de lengte L 0 van de ketting. Uit deze
vergelijking kan dan de reactiekracht R H bekomen worden. Daar in de onderzoeken
de verdeelde belasting q, de kolomhoogtes h 1 en h 2 en tussenafstand L tussen de
kolommen vast liggen, wordt de grootte van de reactiekracht enkel bepaald door de
totale lengte L 0 van de ketting. Hoe groter L 0 , hoe kleiner de kromtestraal van de
gevormde boog en hoe kleiner de optredende horizontale reactiekracht.
In het RFCS-project RFS2-CR-2007-00032 [25] is geconstateerd dat de totale
lengte L 0 en bijhorende kromtestraal die verkregen wordt bij het doorhangen van
een verhitte ligger, afhangt van 2 parameters, namelijk de dakhelling en het aantal
portieken in het compartiment en het naastliggende compartiment. De horizontale
trekkracht ten gevolge van een doorhangende constructie wordt bepaald als:
R H = c p × N eff × q × L
met:
c p = afhankelijk van de dakhelling tabel 3.3
N eff = afhankelijk van de positie van het compartiment
q = G k,j + 0, 2Q sneeuw,1 [21, vgl.4 − 7]
L = lengte van de overspanning [21, vgl.4 − 8]
Hierbij moet opgemerkt worden dat de optredende belasting niet conform de Belgische
normering is berekend. Volgens de Eurocode 1 moet de belasting in het geval
van een accidentele situatie bestaan uit q = G k,j + 0.2Q wind,1 . Om de onderzoeken
30

Het opstellen van de rekenregels
met elkaar te kunnen vergelijken wordt de verdeelde belasting in deze formule gelijk
gehouden aan de belasting gespecificeerd in het RFCS-project RFS2-CR-2007-00032
[20]. Bij de aanwezigheid van een dakhelling is de gevormde kettinglijn automatisch
langer. Een langere kettinglijn resulteert in een lagere horizontale reactiekracht.
Dit is ook af te leiden uit de formule waarbij de waarde van c p afneemt met een
toenemende dakhelling (zie tabel 3.3).
Dakhelling c p
0% 1,19
5% 1,16
10% 1,10
Vakwerk 1,45
Tabel 3.3: Waarden van c p [20]
De doorbuiging van de ligger wordt mede bepaald door de naastliggende compartimenten.
Indien het brandend compartiment aan het einde van de constructie ligt,
kan door de horizontale verplaatsing van de kolom een kleinere kromtestraal bekomen
worden. Hierdoor neemt de totale horizontale trekkracht op het naastliggende compartiment
af. Hoe meer portieken in het brandend compartiment, hoe groter de
totale overspanning en hoe groter de kromtestraal zal zijn. Dit is weergegeven in
figuur 3.7. De waarden voor N eff zijn opgesomd in tabel 3.4.
Figuur 3.7: Coefficiënt N eff in functie van de omliggende compartimenten
De verplaatsing die optreedt ten gevolge van de uitzetting van de stalen elementen
bij brand hangt af van de gecreëerde drukkracht en de stijfheid van de naastliggende
structuur. Daar de drukkracht ook afhangt van de stijfheid van de naastliggende
structuur is het dus nodig eerst de stijfheid te bepalen van de compartimenten. Als de
totale structuur niet is opgebouwd uit een serie van gelijke portieken zal geavanceerde
software nodig zijn om de equivalente laterale stijfheid van de portieken te bepalen.
31

3. Onderzoeksmethodologie
Portaalconstructie
Aantal portieken in brandcompartiment Plaats in constructie n eff
1 einde van de constructie 0,5
1 midden van de constructie 1,0
≥ 2 einde van de constructie 1,0
≥ 2 midden van de constructie 2,0
Vakwerkconstructie
1 einde van de constructie 0,6
1 midden van de constructie 1,0
≥ 2 einde van de constructie 1,0
≥ 2 einde van de constructie 1,0
Tabel 3.4: Waarden van c eff [20]
Bij een aaneenschakeling van gelijke portieken kunnen de formules van Daussy gebruikt
worden om de stijfheid van ieder portiek te bepalen. Indien er één portiek is
in het koude compartiment wordt de stijfheid van dat portiek bepaald door:[20, p. 41]
K i = k
met:
k =
α
1 + 2α × 12EI
(h + f) 3
α = I ligger
× h + f
I kolom l
Figuur 3.8: Definitie van de parameters van de koude portiek[20, p. 41]
32
In deze formule zijn de waarden van h, f en l gedefinieerd als in figuur 3.8. Voor

Het opstellen van de rekenregels
meervoudige portieken moet de stijfheid K i gewijzigd worden naar:
met:
K = c · k
c = 1 +
m∑
i=2
i × α
2 ∗ (1 + 2iα)
Indien het compartiment in een brandsituatie terecht komt moet de equivalente
stijfheid van het portiek vermenigvuldigd worden met 0,065 als het compartiment uit
één portiek bestaat en vermenigvuldigd worden met 0,13 als er meerdere portieken
zijn [20, p. 40].
De drukkracht kan nu bepaald worden als [20, p. 39]:
F p = K t × N × c th × L
met:
K t = K 1 × K2
K 1 + K 2
K 1 = equivalente laterale stijfheid van het brandend compartiment
K 2 = equivalente laterale stijfheid van het koude compartiment
N = aantal portieken in het brandend compartiment
c th = afhankelijk van de dakhelling (tabel 3.5)
L = lengte van de overspanning
De term K t bepaalt de krachtsverdeling in de structuur afhankelijk van de stijfheid
van het brandende en het koude compartiment. De term c th is afhankelijk van
de dakhelling. Indien er een dakhelling aanwezig is, moet er nog rekening gehouden
worden met de bijkomende resulterende kracht afkomstig van de dakbelasting. Hierdoor
zal de resulterende drukkracht in de beginfase van de brand groter zijn bij
grotere dakhellingen (zie tabel 3.5).
Dakhelling c th
0% 0,01
5% 0,011
10% 0,015
Tabel 3.5: Waarden van c th [20, p. 40]
Via de drukkracht uitgeoefend op het naastliggende compartiment, kan de uiteindelijke
horizontale verplaatsing bepaald worden. Dit wordt gegeven in de formule
33

3. Onderzoeksmethodologie
[20]:
δ i = F p
K i
= K t
K i
× N × c th × L [21, vgl.4 − 8]
3.9 De onderzoeken
Er is een hele reeks van typologieën opgesteld in het TETRA-project 080157. Hiervan
zijn er al een aantal doorgerekend in het onderzoek van de RFCS: „Fire Safety of
industrial halls and low-rise buildings” [25] en het onderzoek van de Université de
Liège „Comportement au feu des façades des bâtiments industriels” [3]. Voor deze onderzochte
typologieën zijn er reeds eenvoudige rekenregels afgeleid. Deze eenvoudige
rekenregels gelden enkel voor de in de onderzoeken aangenomen parameters (bepaling
van de geometrie). Het toepassingsgebied van de typologieën wordt best uitgebreid
om zo meer tegemoet te komen aan de huidige bouwpraktijk in de industriebouw.
Er worden 3 onderzoeken uitgevoerd die besproken zullen worden in de volgende
hoofdstukken. De te gebruiken methodologie in het onderzoek is uitgebreid besproken
in dit hoofdstuk. De eenvoudige rekenregels die voorhanden zijn, worden getoetst op
hun bruikbaarheid op basis van de kennis uit deze nieuwe onderzoeken.
In hoofdstuk 4 wordt onderzocht wat de invloed is van de hoogte-lengteverhouding
van de portiek. In het onderzoeksproject RFS2-CR-2007-00032 [25] wordt deze
parameter lager dan 0,4 gehouden. Deze hoogte-lengteverhouding wordt in de
huidige bouwpraktijk in de industriebouw echter vaak overschreden en een grotere
hoogte-lengteverhouding dringt zich op. In het onderzoek van de Université de
Liège: „Comportement au feu des façades des bâtiments industriels” wordt deze
hoogte-lengteverhouding opgetrokken tot 0,8. Deze verhouding dekt een groter
toepassingsgebied in de industriebouw. Nog grotere hoogte-lengteverhoudingen
worden niet meer als economisch beschouwd omdat hierbij de kolommen te zwaar
gedimensioneerd moeten worden om te voldoen aan de eisen van vervormbaarheid in
bruikbaarheidsgrenstoestand.
In hoofdstuk 5 wordt onderzocht wat het effect is van het gebruik van dunwandige
koudgevormde profielen. Rond dit onderwerp is het TETRA-project 090163 opgericht,
waarin ook een luik brandveiligheid is toegevoegd. Het is in samenhang met dit
project dat typologie 002 wordt geanalyseerd met dunwandig koudgevormde profielen.
Tenslotte zal in hoofdstuk 6 de profielkeuze worden aangepast. In het onderzoeksproject
RFS2-CR-2007-00032 [25] is het gebruik van vakwerkliggers onderzocht. In
dit onderzoek zijn de vakwerkliggers opgebouwd uit L-profielen. Dit stemt echter
niet overeen met de toepassing op de Belgische markt. Op de Belgische markt komen
34

De onderzoeken
vooral vakwerkliggers voor die zijn opgebouwd uit IPE- of H-profielen als bovenen
onderregel en H- of kokerprofielen als stijlen van het vakwerk. Het onderzoek
in hoofdstuk 6 zal daarom het gedrag bestuderen van vakwerkliggers die worden
opgebouwd met H- of IPE-profielen als boven- en onderregel en met kokerprofielen
als stijlen.
35

Hoofdstuk 4
Typologie 002 met
hoogte-lengteverhouding ≤ 0,8
4.1 Inleiding
Typologie 002 uit het TETRA-project 080157 [23, art. 12.10.3] komt vaak voor
in de praktijk. Typologie 002 is weergegeven in figuur 4.1. Ze is gedefinieerd als
een dubbele stalen beuk met een brandwand volgens de langse richting
waardoor er 2 brandcompartimenten worden gevormd.
Het TETRA-project maakt gebruik van het onderzoek uitgevoerd door de RFCS
„Fire Safety of industrial halls and low-rise buildings” [25] voor de bepaling van
rekenregels voor typologie 002. In het onderzoek van de RFCS wordt de hoogtelengteverhouding
lager gehouden dan 0,4. Met hoogte wordt de kolomhoogte bedoeld,
met lengte de overspanning van één portiek. De bouwpraktijk in de industriebouw
hanteert daarentegen grotere hoogte-lengteverhoudingen. Een bijkomend onderzoek
dringt zich dus op.
In het onderzoek van de Université de Liège: „Comportement au feu des façades
des bâtiments industriels” [3] dat werd uitgevoerd op vraag van de Federale overheid,
is reeds de hoogte-lengteverhoudingen van de onderzochte portieken opgetrokken tot
0,8. In dit onderzoek worden portieken onderzocht die opgebouwd zijn uit andere
bouwmaterialen dan staal. Steeds worden betonnen kolommen verondersteld, maar
de ligger bestaat uit staal (typologie 003), gelijmd gelamelleerd hout (typologie 004)
of voorgespannen beton (typologie 005). Deze 3 typologieën zijn grafisch weergegeven
in figuur 4.2. Buiten de gebruikte materialiteit verschillen deze 3 typologieën niet
van typologie 002. Het is nuttig eenzelfde hoogte-lengteverhouding aan te nemen
zodat de verschillende typologieën met elkaar kunnen vergeleken worden. Grotere
hoogte-lengteverhoudingen komen trouwens weinig voor in de praktijk. Bij een
grotere hoogte-lengteverhouding neemt de laterale stijfheid van de portiek af en zal
de kolom zwaarder gedimensioneerd moeten worden. Dit is zelden een economische
oplossing.
37

4. Typologie 002 met hoogte-lengteverhouding ≤ 0,8
4.1.1 Randvoorwaarden en parameters
De parameters voor typologie 002 worden overgenomen uit het onderzoek van de
RFCS „Fire Safety of industrial halls and low-rise buildings” [25]. De parameter
hoogte-lengteverhouding wordt hierbij verhoogd om tegemoet te komen aan de
bouwpraktijk in de industrie. De waarde wordt gelijk gesteld op 0,8 om vergelijkingen
met typologie 003, typologie 004 en typologie 005 mogelijk te maken. De bestaande
parameters uit het project RFS2-CR-2007-00032 voor typologie 002 zijn [25]:
• Liggers en kolommen: staal - warmgewalste I- en/of H-profielen
• Hoogte/Lengte verhouding: H/L ≤ 0,4
• Lichte dakbedekking
• Brandwand aan de brandzijde, waardoor middenkolom koud wordt verondersteld
• 3-zijdige blootstelling aan brand van kolom, 4-zijdige blootstelling van ligger
• Verbinding met fundering: scharnierend
• Verbinding ligger-kolom: continu
Figuur 4.1: Grafische voorstelling van typologie 002 [23, 12.10.3]
In het onderzoek door de Université de Liège [3] wordt naast de kolomhoogte
en de overspanning ook het type dakconstructie gewijzigd. Zo wordt een licht dak
(steeldeck) en een zwaar dek (predallen) in rekening gebracht. In het onderzoeksproject
RFS2-CR-2007-00032 [25] waarop het TETRA-project zich heeft gebaseerd
voor typologie 002 is enkel een licht dak in rekening gebracht. In dit onderzoek
zal van de gelegenheid gebruikt gemaakt worden om ook zware dakconstructies te
onderstellen en te analyseren. Zo kunnen de resultaten uit dit onderzoek over de
gehele lijn vergeleken worden met het onderzoek van de Université de Liège.
In totaal worden er 18 cases bekomen die onderzocht moeten worden. Deze zijn
opgesomd in tabel 4.1. De inwendige drukcoëfficiënt c pi wordt gelijk genomen aan
38

Geometrie
Figuur 4.2: Grafische voorstelling van typologie 003, 004 en 005 [23, 12.10.4-6]
+0.2 en -0.3 om inwendige overdruk en inwendige onderdruk in rekening te brengen
[13, p. 53].
4.2 Geometrie
Alle cases hebben dezelfde opbouw zoals aangegeven in figuur 4.3. De tussenafstand
T tussen de portieken is 6m en de portiek is voorzien van een dakopstand H p = 0, 5m
[3]. De portieken bestaan uit stalen IPE-, HEA- of HEB-profielen. De dakhelling
wordt in deze berekeningen gelijk genomen aan 3 ◦ zoals in het onderzoek van de
Université de Liège [3].
Figuur 4.3: Schematische voorstelling van de onderzochte portiek
In navolging van het onderzoek van de Université de Liège [3] wordt er initieel
een imperfectie aan de constructie toegekend. Deze imperfectie wordt aangebracht
bij raamwerken door middel van een equivalente geometrische imperfectie onder de
39

4. Typologie 002 met hoogte-lengteverhouding ≤ 0,8
vorm van een initiële scheefstand φ [14, 5.2.4.3]:
φ = k c × k s × φ 0 = 0.005 (4.1)
met:
φ 0 = 1/200
k c = [0, 5 + 1/n c ] 0.5 en k c ≥ 1, 0
k s = [0, 2 + 1/n s ] 0.5 en k s ≥ 1, 0
waarin n c het aantal kolommen in het vlak van het raamwerk is en n s het aantal
verdiepingen is.
4.3 Brandcurve
De cases worden onderworpen aan een ISO-brandcurve (zie figuur 2.2). Deze curve
kan worden berekend met de volgende formule [11]:
4.4 Materialen
θ = 345 × log 10 (8t + 1) + 20 waarin t: de tijd in [min] (4.2)
Voor staal worden volgende thermische eigenschappen in rekening gebracht [11] [15]:
• Convectie-overgangscoëfficiënt aan de blootgestelde zijde α c : 25 [W/m 2 K]
• Convectie-overgangscoëfficiënt aan de beschermde zijde α c : 4 [W/m 2 K]
• Emissiviteit ɛ: 0,70 [−]
• Correctiefactor voor het schaduweffect k sh : 1 [−]
Voor staal worden volgende mechanische eigenschappen in rekening gebracht [14]:
• Coëfficiënt van Poisson ν: 0,3 [−]
• Elasticiteitsmodulus E: 210 000 [N/mm 2 ]
• Vloeigrens f y : 235 [N/mm 2 ]
4.5 Belastingen
4.5.1 Eigengewicht
In het onderzoeksproject RFS2-CR-2007-00032 [25] wordt enkel een lichte dakstructuur
in rekening gebracht. In dit onderzoek zullen tevens ook zware dakstructuren
in rekening gebracht worden zoals in het onderzoek van de Université de Liège [3].
Het eigengewicht van het dak wordt gelijk genomen aan 30kg/m 2 voor een lichte
dakstructuur (steeldeck). Het eigengewicht van het dak bedraagt 300kg/m 2 indien
er een zware dakstructuur wordt gekozen (bijvoorbeeld predallen) [3, p. 8].
40

Belastingen
Case Hoogte Lengte Dakstructuur H/L Kolom Ligger
[m] [m]
002-1 5 10 licht 0.50 HEA 300 IPE 330
002-2 5 10 zwaar 0.50 HEA 500 IPE 500
002-3 8 10 licht 0.80 HEA 500 IPE 360
002-4 8 10 zwaar 0.80 HEA 500 IPE 500
002-5 5 15 licht 0.33 HEA 260 IPE 450
002-6 5 15 zwaar 0.33 HEA 260 IPE 750x137
002-7 8 15 licht 0.53 HEA 400 IPE 500
002-8 8 15 zwaar 0.53 HEA 400 IPE 750x137
002-9 10 15 licht 0.67 HEA 500 IPE 500
002-10 10 15 zwaar 0.67 HEA 500 IPE 750x137
002-11 12 15 licht 0.8 HEA 700 IPE 500
002-12 12 15 zwaar 0.8 HEA 600 IPE 750x137
002-13 5 30 licht 0.17 HEA 450 IPE 750x173
002-14 5 30 zwaar 0.17 HEA 1000 HEB 1000
002-15 8 30 licht 0.27 HEA 400 IPE 750x173
002-16 8 30 zwaar 0.27 HEA 1000 HEB 1000
002-17 10 30 licht 0.33 HEA 500 IPE 750x196
002-18 10 30 zwaar 0.33 HEA 1000 HEB 1000
Tabel 4.1: Samenvatting van de verschillende onderzochte cases. Een overzicht van
alle cases is gegeven in bijlage H
4.5.2 Veranderlijke lasten
De nuttige belasting vanwege onderhoud hangt af van de dakoppervlakte. Met een
tussenafstand T van 6m tussen de portieken en een minimale overspanning van 10m
is het kleinste oppervlakte dat beschouwd wordt voor de dimensionering van de ligger
60m 2 . Dit betekent dat de last van het onderhoud q k gelijk genomen kan worden aan
q k = 200N/m 2 [10, p.29] (4.3)
Deze waarde zal uiteindelijk geen rol spelen bij de berekening van de warme toestand
van de structuur daar in geval van brand ψ 2 = 0 gebruikt wordt (zie tabel 3.2).
De sneeuwbelasting kan berekend worden via volgende formule [12, Sectie 5.1]:
s = µ i × C e × C t × S k = 400N/m 2 (4.4)
met:
µ i vormcoëfficiënt van de sneeuwbelasting = 0.8
S k karakteristieke waarde van de sneeuwbelasting op de grond = 500N/m 2
C e blootstellingscoëfficiënt = 1
C t Thermische coëfficiënt = 1
Er wordt hierbij vanuit gegaan dat de dakhelling beperkt blijft tot 5 ◦ . Anders zou de
41

4. Typologie 002 met hoogte-lengteverhouding ≤ 0,8
vormcoëfficiënt µ i andere waarden aannemen. Echter de invloed van andere waarden
voor µ i is beperkt daar in de berekening van de warme toestand van de structuur de
sneeuwbelasting vermenigvuldigd wordt met ψ 2,i = 0.
De windbelasting moet bepaald worden volgens Eurocode 1 [13].
w e = q ref × c e (z e ) × c pe (uitwendige druk) (4.5)
w i = q ref × c e (z i ) × c pi (inwendige druk) (4.6)
Om deze uitwendige en inwendige drukken te kunnen bepalen zijn er verschillende
windparameters nodig. Deze hangen vooral af van topografische elementen. In
het onderzoek van de Université de Liège wordt er gerekend met een gemiddelde
winddruk w=q ref ×c e (z) =630 N/m 2 [3, p. 47]. In het onderzoeksproject RFS2-CR-
2007-00032 [25] wordt de gemiddelde winddruk gelijk genomen aan 555 N/m 2 . Er
wordt gekozen de grootste waarde te volgen, namelijk w=630N/m 2 , zodat de meest
nadelige belasting gebruikt wordt.
De dakhelling is klein, waardoor er kan gerekend worden met de uitwendige
drukcoëfficiënten voor platte daken (tot 5 ◦ ) [13, tabel 7.2]. De uitwendige drukcoëfficiënten
voor platte daken zijn opgesomd in tabel 4.2, waarbij tussenliggende
waarden voor H p /H kunnen bekomen worden door interpolatie. Hierbij staat H voor
de kolomhoogte en H p voor de hoogte van de dakopstand. De zones zijn gedefinieerd
zoals in [13, Figuur 7.6]. Industriegebouwen worden courant opgebouwd met een
dakopstand. De veronderstelde dakopstand in dit onderzoek bedraagt 0,5m zoals in
het onderzoek van de Université de Liège [3, p. 47]. De uitwendige drukcoëfficiënt
voor een vrijstaande dakopstand bedraagt c pe = 2 [13].
De uitwendige drukcoëfficiënten op verticale wanden zijn opgesomd in tabel 4.3[13,
tabel 7.1]. De tussenliggende waarden van verhouding tussen hoogte en diepte van
het gebouw kunnen bekomen worden door interpolatie. Met de hoogte h wordt
de hoogte tot de nok van het dak bedoeld, de diepte d is de totale lengte van het
gebouw in de windrichting. De zone D is de windopwaartse zijde van het gebouw,
zone E is de windafwaartse zijde van het gebouw. Dit is weergegeven in figuur 4.4.
Er wordt enkel wind verondersteld in de richting parallel met de portieken van de
constructie. In de dwarse richting, loodrecht op de portieken van de constructie,
wordt geen windkracht toegelaten. Om deze dwarse windkracht op te nemen zullen
er windverbanden nodig zijn tussen de rijen portieken. Deze windverbanden zijn
echter geen onderwerp van dit onderzoek.
Naast de uitwendige drukcoëfficiënten c pe zijn ook de inwendige drukcoëfficiënten
c pi noodzakelijk. Deze hangen af van het aantal openingen in de wand. Daar het
aantal openingen van gebouw tot gebouw verschilt, wordt de inwendige drukcoëfficiënt
gelijk genomen aan +0.2 en −0.3 [13, p. 53].
42

Combinatiefactoren
Figuur 4.4: Verschillende windzones op verticale wanden [13, figuuur 7.5]
H p /H F G H I
0.025 -1.6 -1.1 -0.7 0.2 -0.2
0.05 -1.4 -0.9 -0.7 0.2 -0.2
0.1 -1.2 -0.8 -0.7 0.2 -0.2
Tabel 4.2: Gebruikte windfactoren voor platte daken [13, Tabel 7.2]
h/d D E
5 0.8 -0.7
1 0.8 -0.5
≤ 0.25 0.7 -0.3
Tabel 4.3: Gebruikte windfactoren voor wanden [13, Tabel 7.1]
4.6 Combinatiefactoren
De partiële veiligheidsfactoren en de combinatiefactoren worden bekomen uit Eurocode
0 [9], zoals aangegeven in tabel 3.1 en tabel 3.2. De te gebruiken formules
met bijhorende factoren voor deze berekeningen worden in tabel 4.4 weergegeven.
Ontwerpsituatie
UGT 1.35 × G k,j + 1.5 × Q onderhoud,1 + 1.5 × (0.6 × Q wind,i + 0.5 × Q sneeuw,i )
BGT
G k,j + Q onderhoud,1 + 0.6 × Q wind,i + 0.5 × Q sneeuw,i
Accidenteel
G k,j + 0.2 × Q wind,i
Tabel 4.4: Gebruikte combinatiefactoren voor de verschillende berekeningen
43

4. Typologie 002 met hoogte-lengteverhouding ≤ 0,8
4.7 Controle portiek in koude toestand
4.7.1 UGT
Vervolgens moeten de profielen gedimensioneerd worden. Hiervoor wordt het programma
Powerframe c○Buildsoft aangewend. Aan de hand van dit programma
kunnen de krachten vanwege de optredende belastingen begroot worden. Daarbij
voert Powerframe ook een weerstands- en knikcontrole uit op alle profielen. Hierbij
kan gecontroleerd of de berekende snedekrachten de door de norm opgelegde grenzen
niet overschrijden. De knik- en kiplengte zijn ingesteld op 250cm om het effect
van tussenliggende gordingen te simuleren. Aan de hand van deze weerstands- en
knikcontrole kan de juiste profielsecties bepaald worden per case. De profielsecties
zijn per case weergegeven in tabel 4.1. In bijlage A zijn de normaal- en dwarskrachten,
optredende momenten, weerstands- en knikcontrole voor case 002-01 opgenomen.
Figuur 4.5: Geometrie in Powerframe
4.7.2 BGT
Naast de controle in uiterste grenstoestand moet er gecontroleerd worden of de
structuur geen onaanvaardbare verplaatsingen ondergaat. Deze controle kan ook
met Powerframe c○Buildsoft uitgevoerd worden. De verticale doorbuiging van de
liggers moet beperkt blijven tot L/200 [14], waarbij L de lengte van de overspanning
voorstelt. De horizontale verplaatsing van de kolom moet beperkt blijven tot H/300,
met H de hoogte van de kolom. In bijlage A is de verticale doorbuiging en horizontale
verplaatsing voor case 1 opgenomen.
4.8 Controle portiek in warme toestand
4.8.1 UGT
Om een geavanceerd rekenmodel op te stellen met SAFIR c○Université de Liège is
het nodig input-files voor de profielen en geometrie op te stellen. Hiervoor is een
preprocessor in Excel opgesteld. Deze preprocessor genereert uit alle gegevens de
inputfile voor de mechanische analyse in SAFIR. In bijlage D is de input-file voor case
44

Resultaten
1 opgenomen. De inputfiles om de thermische analyse uit te voeren van de profielen
worden gegeneerd door Wizard2007.exe c○Université de Liège. Om vervormingen
uit het vlak in rekening te brengen moet er overgegaan worden van een 2D naar
een 2,5D of 3D model. Omdat enkel de langse stabiliteit onderzocht wordt is een
2,5D model voldoende. Hiervoor wordt de input- en outputfiles van SAFIR gewijzigd
volgens de extra manual van SAFIR „how to go to 3D” [22].
4.9 Resultaten
De analyse van typologie 002 werden reeds uitgevoerd voor hoogte/lengte verhouding
≤ 0.4 [25]. Deze verhouding zorgt ervoor dat het naar binnen vallen van de wanden
bij het bezwijken van de constructie gegarandeerd blijft. Aan de hand van deze
analyses zijn er rekenregels opgesteld die gebruikt kunnen worden bij het ontwerp.
Deze rekenregels bepalen de thermische uitzetting en de optredende trekkracht die
moet opgenomen kunnen worden door de koude naastliggende compartimenten. Het
is dus de vraag of bij hoogte/lengte verhouding ≤ 0.8 de wanden bij het bezwijken
van de constructie eveneens naar binnen zullen vallen. Daarnaast wordt er onderzocht
of de bestaande rekenregels blijven gelden.
Case Falend element δ 1 [m] F [N] Q = q × L [N] m n
002-1 ligger 0,119 15490 28190 0,549 0,012
002-2 ligger 0,084 99870 194348 0,514 0,008
002-3 ligger 0,123 16590 28989 0,572 0,012
002-4 ligger 0,089 113400 194348 0,583 0,009
002-5 ligger 0,155 24240 46556 0,521 0,010
002-6 ligger 0,148 167700 298477 0,562 0,010
002-7 ligger 0,155 24700 48523 0,509 0,010
002-8 ligger 0,117 155300 298477 0,520 0,008
002-9 ligger 0,168 26170 48523 0,539 0,011
002-10 ligger 0,118 142900 298477 0,479 0,008
002-11 ligger 0,163 27430 48523 0,565 0,011
002-12 ligger 0,117 164700 298477 0,552 0,008
002-13 ligger 0,310 65070 121964 0,534 0,010
002-14 ligger 0,289 196310 650051 0,302 0,010
002-15 ligger 0,309 48520 121964 0,398 0,010
002-16 ligger 0,284 184300 650051 0,284 0,009
002-17 ligger 0,306 45960 128908 0,357 0,010
002-18 ligger 0,291 102240 650051 0,157 0,010
Tabel 4.5: Samenvatting van de resultaten bekomen na berekening van de cases
met SAFIR. Een overzicht van alle cases is gegeven in bijlage H
De samenvattende resultaten van de 18 cases zijn weergegeven in tabel 4.5. Met
de kolom falend element is aangegeven welk element in de structuur eerst faalt. Dit
45

4. Typologie 002 met hoogte-lengteverhouding ≤ 0,8
is belangrijk voor de toekenning van het type bouwelement. Indien er een voortschrijdende
instorting ontstaat over de compartimentsgrenzen heen, is het element
dat de instorting veroorzaakt van een structureel element Type I.
Dan wordt de horizontale verplaatsing δ 1 aan het uiteinde van het compartiment
weergegeven. Deze verplaatsing is naar buiten toe gericht en wordt waargenomen
in het begin van de brand, op het moment dat door de uitzetting van het staal de
structuur naar buiten wordt gedrukt. Na het bezwijken van het compartiment wordt
er een trekkracht F uitgeoefend op de naastliggende compartimenten. De trekkracht
wordt veroorzaakt door het vormen van een kettinglijn. Hierbij is de belasting een
maatgevende factor voor de grootte van deze trekkracht. De totale belasting die
aanwezig is op de ligger wordt beschreven als Q = q × L [N].
De factor m is de verhouding tussen de optredende trekkracht en de totale belasting
die aanwezig is op de ligger. De factor n is de verhouding tussen de optredende
horizontale verplaatsing en de totale lengte van de ligger. Deze 2 factoren worden
later aangewend om de eenvoudige rekenregels die opgesteld zijn in het onderzoeksproject
RFCS-CR-2007-00032 [25] te toetsen.
Bij alle cases vallen de wanden naar binnen bij het bezwijken van de constructie
en blijft het naastliggende compartiment intact. Er is dus geen sprake van een
voortschrijdende instorting over de compartimentsgrenzen heen. Alle elementen
kunnen gedefiniëerd worden als een structureel element type II.
Het aantal gevallen waarin een hoogte-lengteverhouding van 0,8 bereikt wordt
is beperkt tot 4. Hieruit is het moeilijk conclusies te trekken. Daarom worden er 4
nieuwe cases toegevoegd aan het geheel, namelijk case 002-19 tot case 002-22. Hierbij
wordt de hoogte-lengteverhouding constant gehouden terwijl een kolomhoogte gekozen
wordt tussen 8m (kolomhoogte van case 002-03 en 002-04) en 12m (kolomhoogte van
case 002-11 en 002-12). De grootste kolomhoogte van 12m komt tevens ook maar 2
keer voor. Ook hier zou een conclusie te voorbarig zijn. Daarom worden case 002-23
tot case 002-26 toegevoegd met een kolomhoogte van 12m. Ten slotte wordt er gekeken
naar het gedrag van de structuur indien de hoogte-lengteverhouding boven 0,8 zou
gaan. Dit is geen economische situatie. De kolommen dienen zwaar gedimensioneerd
te zijn om te voldoen aan de eisen van vervorming in bruikbaarheidsgrenstoestand.
Hierbij wordt de hoogte-lengteverhouding opgetrokken tot 0,9 voor een overspanning
van 10 en 15m. De bijkomende cases zijn opgesomd in tabel 4.6. De verkregen
resultaten zijn weergegeven in tabel 4.7.
4.9.1 Bespreking van de cases
Uit de resultaten van dit onderzoek blijkt er zich steeds dezelfde situatie voor te
doen. Onder de optredende belasting bezwijkt eerst de ligger. Nadat deze bezweken
is vormt ze een kettinglijn en oefent zo een trekkracht uit op de buitenwand en de
naastliggende constructie. Het brandgedrag wordt hieronder besproken aan de hand
46

Resultaten
Case Hoogte Lengte Dakstructuur H/L Kolom Ligger
[m] [m]
002-19 10,0 12,5 licht 0,800 HE700A IPE400
002-20 10,0 12,5 zwaar 0,800 HE500A IPE750x137
002-21 11,0 13,8 licht 0,800 HE700A IPE450
002-22 11,0 13,8 zwaar 0,800 HE500A IPE750x137
002-23 12,0 16,0 licht 0,750 HE900A IPE500
002-24 12,0 16,0 zwaar 0,750 HE600A IPE750x137
002-25 12,0 20,0 licht 0,600 HE700A IPE550
002-26 12,0 20,0 zwaar 0,600 HE600A IPE750x196
002-27 9,0 10,0 licht 0,900 HE800A IPE360
002-28 9,0 10,0 zwaar 0,900 HE700A IPE500
002-29 13,5 15,0 licht 0,900 HEA1000 IPE500
002-30 13,5 15,0 zwaar 0,900 HE900A IPE750x137
Tabel 4.6: Samenvatting van de voor cases 002-19 tot 002-27. Een overzicht van
alle cases is gegeven in bijlage H
Case Falend element δ 1 [m] F [N] Q = q × L [N] m n
002-19 ligger 0,188 22270 37388 0,596 0,015
002-20 ligger 0,145 153400 248731 0,617 0,012
002-21 ligger 0,193 24780 42676 0,581 0,014
002-22 ligger 0,145 158500 273604 0,579 0,011
002-23 ligger 0,232 29940 51758 0,578 0,015
002-24 ligger 0,148 112100 318376 0,352 0,009
002-25 ligger 0,275 37400 68023 0,550 0,014
002-26 ligger 0,209 221500 409939 0,540 0,010
002-27 ligger 0,159 32060 28989 1,106 0,016
002-28 ligger 0,129 132800 194348 0,683 0,013
002-29 ligger 0,224 63740 48523 1,314 0,015
002-30 ligger 0,167 339100 298477 1,136 0,011
Tabel 4.7: Samenvatting van de resultaten bekomen na berekening van de cases
002-19 tot 002-27 met SAFIR. Een overzicht van alle cases is gegeven in bijlage H
van case 002-01.
Ten gevolge van de opwarming zullen de stalen elementen een belangrijke
uitzetting ondergaan. Dit geeft aanleiding tot het naar naar buiten toe bewegen
van de structuur. Dit is waarneembaar in het punt a (figuur 4.6) van de structuur
(zie figuur 4.7). Anderzijds geeft deze uitzetting aanleiding tot drukkrachten op de
naastliggende compartimenten. Deze drukkrachten ontstaan door de stijfheid van
het naastliggende compartiment, dat uitzetting van de ligger gedeeltelijk verhindert
(zie figuur 4.11). Door de drukkrachten zal ook het naastliggend compartiment een
47

4. Typologie 002 met hoogte-lengteverhouding ≤ 0,8
verplaatsing ondergaan. Dit is waarneembaar in het punt c (figuur 4.6) op figuur 4.8.
Niet alleen ondergaan stalen profielen een thermische uitzetting bij opwarming,
maar ze verliezen ook hun sterkte en stijfheid. Vanaf 1700 seconden is in punt b
(figuur 4.6) op figuur 4.9 zichtbaar dat voor case 002-01 de ligger begint te vervormen
omwille van de verminderde elasticiteitsmodulus en vloeigrens van het staal.
Figuur 4.6: Overzicht van de onderzochte punten
Figuur 4.7: Horizontale verplaatsing knoop a bij case 002-01
De volgende fase begint. Vanaf 2700 seconden is de sterkte en stijfheid zodanig
gereduceerd dat de ligger niet meer functioneert. Ze bezwijkt en gaat hangen aan de
naastliggende structuur. Hierbij wordt de drukkracht afkomstig van de thermische
uitzetting veranderd in een trekkracht veroorzaakt door de bezweken ligger (zie figuur
4.11). De bezweken ligger trekt aan de buitenzijde de kolom naar de brandhaard
toe. Aangezien de ligger als een ketting zal doorhangen onder brandbelasting en een
inwendig gerichte trekkracht F op de kolomtop van de buitenkolom zal uitoefenen,
zal de structuur de neiging hebben naar binnen te vallen.
48

Resultaten
Figuur 4.8: Horizontale verplaatsing knoop c bij case 002-01
Figuur 4.9: Verticale verplaatsing knoop b bij case 002-01
Hoogte-lengteverhouding = 0,8
Case 002-19 tot en met case 002-23 zijn uitgevoerd met een hoogte-lengteverhouding
van 0,8. Hierbij loopt de kolomhoogte op van 8m tot 12m. Uit de analyse blijkt dat
een hoogte-lengteverhouding van 0,8 voor tussenliggende kolomhoogten blijft voldoen.
Er treedt geen voortschrijdende instorting over de compartimentsgrenzen heen. Er
kan gesteld worden dat de hoogte-lengteverhouding van 0,8 toegepast kan worden.
Wel valt op dat zowel de optredende trekkracht F t op het naastliggend compartiment
als de horizontaal buitenwaarts gerichte verplaatsing δ 1 afwijken van de eenvoudige
rekenregels die beschikbaar zijn voor hoogte-lengteverhoudingen kleiner dan 0,4. Dit
wordt verder besproken in hoofdstuk 4.9.2.
49

4. Typologie 002 met hoogte-lengteverhouding ≤ 0,8
Figuur 4.10: Aanduiding waar de trekkracht gecontroleerd wordt
Figuur 4.11: Kracht uitgeoefend op naastliggend compartiment bij case 002-01
Kolomhoogte 12m
In 4 bijkomende cases wordt onderzocht of de kolomhoogte van 12m bruikbaar is.
Hiervoor worden case 002-23 tot en met case 002-26 uitgevoerd met een kolomhoogte
van 12m en overspanningen van 16m tot 20m, zodat een hoogte-lengteverhouding
van 0,75 en 0,6 wordt bekomen. Door de grotere overspanningen worden de totale
belastingen groter, maar ook de equivalente laterale stijfheid van de portiek wordt
groter. Deze grotere laterale stijfheid van de portiek maakt dat deze stabieler is.
Er treedt geen voortschrijdende instorting over de compartimentsgrenzen heen op,
dus ook de kolomhoogte van 12m kan als veilig beschouwd worden. De horizontaal
buitenwaarts gerichte verplaatsing δ 1 is echter wel groter dan de waarde die zou
afgeleid worden uit de eenvoudige rekenregels van het RFCS-onderzoek [25]. Ook
deze verschillen worden verder besproken in hoofdstuk 4.9.2.
50

Resultaten
Hoogte-lengteverhouding = 0,9
Aangezien deze constructie nog niet faalde bij een hoogte-lengteverhouding van
0,8 is de grens van dergelijke structuur nog niet bepaald. Het optrekken van de
hoogte-lengteverhouding verlaagt de equivalente laterale stijfheid van de portiek.
Hierdoor wordt het economisch minder interessant omdat een grote profielsectie moet
worden toegekend aan de kolommen om te kunnen weerstaan aan de windbelasting
in bruikbaarheidsgrenstoestand. Een hoogte-lengteverhouding van 1 is zelfs niet
meer mogelijk met gebruik van HEA-profielen. Daarom wordt er gestopt met het
onderzoek bij een hoogte-lengteverhouding van 0,9. Uit het onderzoek blijkt dat er
geen voortschrijdende instorting over de compartimentsgrenzen heen plaatsvindt. De
optredende verplaatsingen en trekkrachten wijken echter sterk af van de waarden
bekomen uit de eenvoudige rekenregels van het RFCS-onderzoek. Hoofdstuk 4.9.2
gaat hier verder op in.
4.9.2 Bepalen van rekenregels
Het is belangrijk de optredende trekkracht en verplaatsing bij een brandsituatie te
kennen. De trekkracht is nodig om te begroten of het naastliggende koude compartiment
ook zal bezwijken of niet. Het koude compartiment moet in staat kunnen
zijn om de optredende trekkracht op te vangen. Een mogelijke oplossing bestaat erin
de kolommen te ontdubbelen en te verbinden met de brandwand via smeltankers.
Zo hoeft de trekkracht niet doorgegeven te worden aan de naastliggende constructie.
Deze oplossing is economisch minder interessant aangezien er 2 kolommen moeten
verzien worden in plaats van 1. Maar indien er toch een voortschrijdende instorting
over de compartimentswanden heen plaatsvindt, kan het interessanter zijn een ontdubbelde
kolommenrij te voorzien dan de elementen van de compartimenten te gaan
uitvoeren als een structureel element Type I.
Het kennen van de optredende verplaatsing is nodig om de correcte wandopbouw
te voorzien die intact blijft bij verplaatsing, zodat ten alle tijde de compartimentswand
zijn functie kan blijven vervullen. De bevestiging van de wandbeplating moet voldoende
sterk zijn om de verplaatsingen van de kolom te blijven volgen. Indien
gewerkt wordt met een ontdubbelde kolommenrij is net het omgekeerde gewenst. De
verankering moet eerder falen dan de kolom zodat er geen krachten en verplaatsingen
kunnen worden doorgegeven.
In het onderzoeksproject RFCS-CR-2007-00032 [25] worden rekenregels opgesteld
aan de hand van de kettinglijn, aangezien er een kettinglijn wordt gevormd wanneer
de ligger bezwijkt in een brandsituatie. Deze rekenregels zijn opgesteld voor
portieken opgebouwd uit warmgewalste profielen tot een hoogte-lengteverhouding
van 0,4. In deze thesis wordt ook getoetst of de rekenregels geldig blijven tot een
hoogte-lengteverhouding van 0,8.
De onderzochte cases hebben steeds een dakhelling van 3 ◦ en het brandend
51

4. Typologie 002 met hoogte-lengteverhouding ≤ 0,8
compartiment situeert zich steeds op het einde van de constructie. Hiermee worden
volgende waarden afgeleid uit het onderzoeksproject RFCS-CR-2007-00032 [25] ter
bepaling van de trekkracht die uitgeoefend wordt op de naastliggende koude structuur.
F t = c p × N eff × q × L
met:
c p = 1, 172 (dakhelling 3%) [21, vgl.4 − 3]
N eff = 0, 5 (Portaalconstructie en [21, vgl.4 − 5]
brandcompartiment op het einde van de constructie)
q = G k,j + 0, 2Q sneeuw,1 [21, vgl.4 − 7]
L = lengte van de overspanning
De waarde van de verdeelde belasting q is niet conform de Belgische normering.
Om beide onderzoeken te kunnen vergelijken wordt deze waarde toch gebruikt. De
nuttige belasting ten gevolge van de sneeuw bedraagt 440 N/m 2 bij een dakhelling
van 3 ◦ . De windlast bij onderdruk is 315 N/m 2 . Het verschil tussen de sneeuwlast
en windlast bedraagt 85 N/m 2 . Vermenigvuldigd met de combinatiefactor Ψ 1 is het
verschil tussen beide 0, 2×85N/m 2 =17 N/m 2 . De fout die gemaakt wordt is dus klein.
In het onderzoek van de Université de Liège [3] wordt er gerekend met een factor
m, wat de verhouding is tussen de optredende trekkracht F t en de opgelegde belasting
Q = q × L. De trekkracht F t wordt bepaald door F t = m × q × L. De factor m kan
ook gezien worden als een combinatie van de factor c p en N eff uit bovenstaande
formule. De gevonden waarden voor m uit het onderzoek van de Université de Liège
[3] worden weergegeven in tabel 4.8.
Typologie m n
Typologie 003 ligger uit warmgewalst staal (dakhelling 3%) 1,2 0,020
ligger uit warmgewalst staal (dakhelling 10%) 1,0 0,025
Typologie 004 ligger uit gelijmd gelamelleerd hout 0,5 0,010
Typologie 005 ligger uit voorgespannen beton 0,5 0,015
Tabel 4.8: Verhouding trekkracht F t en opgelegde belasting Q = q × L [3]
Indien voor de rekenregels uit het RFCS-onderzoek [25] een factor m berekend
wordt, kunnen de verschillende onderzoeken met elkaar vergeleken worden. De factor
m wordt bekomen door de factor c p en N eff met elkaar te vermenigvuldigen. Zo
wordt m = c p × N eff = 1, 172 × 0, 5 = 0, 586.
De factor m wordt voor alle onderzochte cases uit dit onderzoek berekend door
de optredende trekkracht F t te delen door q × L. Hierbij wordt een maximale waarde
52

Resultaten
van m = 0, 617 bekomen (zie tabel 4.5 en 4.7) voor een hoogte-lengteverhouding
van maximaal 0,8. Deze waarde voor m overschrijdt de waarde bekomen uit het
onderzoeksproject RFCS-CR-2007-00032. In figuur 4.12 wordt zichtbaar dat deze
overschrijding enkel voorkomt bij de zware daktypes, die niet opgenomen waren in het
RFCS-onderzoek. Daar in deze thesis maar één dakhelling is onderzocht, is niet met
zekerheid te zeggen welke factor aangepast moet worden uit het RFCS-onderzoek.
Verder onderzoek is nodig om te bepalen of het parameter c p of N eff moet aangepast
worden.
Figuur 4.12: Trekkracht bepaald via eenvoudige rekenregels (m = 0,586) en via
geavanceerd rekenmodel
De verplaatsing die optreedt ten gevolge van de uitzetting van de stalen elementen
bij brand hangt af van de gecreëerde drukkracht en de stijfheid van naastliggende
structuur. Dit is ook opgenomen in de rekenregels van het RFCS-onderzoek [25].
Voor typologie 002 met een dakhelling van 3 ◦ moeten volgende waarden gebruikt
worden in de rekenregel van het RFCS-onderzoek.
53

4. Typologie 002 met hoogte-lengteverhouding ≤ 0,8
Figuur 4.13: Horizontale verplaatsing bepaald via eenvoudige rekenregels (n =
0,010) en via geavanceerd rekenmodel
δ 1 = K t
K 1
× N × c th × L [21, vgl.4 − 15]
met:
K t = K 1 × K2
= 0, 065K2 2
K 1 + K 2 1, 065K 2
= 0, 061K 2
K 1 = 0, 065K 2 Stijfheid brandend compartiment[20, vgl.4 − 14]
K 2 =
N = 1
Stijfheid koud compartiment
aantal portieken in het brandend compartiment
c th = 0, 0106 [21, vgl.4 − 9]
L =
lengte van de overspanning
In het onderzoek van de Université de Liège [3] wordt er gerekend met een factor
n, wat de verhouding is tussen de optredende verplaatsing δ 1 en de overspanning L.
De gevonden waarden voor n uit het onderzoek van de Université de Liège [3] zijn
ook opgenomen in tabel 4.8.
Wederom kunnen de parameters K t , K 1 , N en c th uit het RFCS-onderzoek
gecombineerd worden tot eenzelfde factor n, die de verhouding bepaald tussen
de oplegde verplaatsing δ 1 en de overspanning L. Deze factor n is gelijk aan
0,061K 2
0,065K 2
×1×0, 0106 = 0, 0100 in het geval van typologie 002 met een dakhelling van 3 ◦ .
De factor n wordt voor de onderzochte cases uit dit onderzoek berekend door de
optredende verplaatsing δ 1 te delen door de overspanning L. Deze zijn samengevat
54

Besluit
in tabel 4.5 en tabel 4.7. Hierbij wordt een maximale waarde van n = 0, 01504
bekomen. Deze is ook groter dan de waarde n = 0, 010 uit het onderzoeksproject
RFS2-CR-2007-00032. Dit is zichtbaar in figuur 4.13. De factor n overschrijdt enkel
de waarde 0,010 bij een hoogte-lengteverhouding groter dan 0,4. De waarde van
de stijfheid van het brandend compartiment K 1 zal correct blijven, daar hetzelfde
materiaal gebruikt wordt als in het RFCS-onderzoek. De reductie van sterkte en
stijfheid wordt dan ook hetzelfde verondersteld. De reductie in laterale stijfheid
zal in een brandsituatie dus hetzelfde blijven. Om tot correcte resultaten te komen
moet de factor c th worden aangepast. De waarde van c th bij een dakhelling van 3 ◦
bedraagt in het RFCS-onderzoek 0,0106. Indien deze verhoogt wordt naar 0,016
kunnen de rekenregels ook toegepast worden op de resultaten uit dit onderzoek.
4.10 Besluit
Deze typologie is een vaak toegepast principe in de bouwpraktijk in de industriebouw.
Voor de bepaling van de rekenregels maakt het TETRA-project gebruik van het
onderzoek uitgevoerd door de RFCS „Fire Safety of industrial halls and low-rise
buildings” [25]. In dit onderzoek werd de hoogte-lengteverhouding lager gehouden
dan 0,4. Daar in de bouwpraktijk grotere hoogte-lengteverhoudingen voorkomen,
was dit onderzoek noodzakelijk om de bruikbaarheid van de eenvoudige rekenregels
uit te breiden.
In het onderzoek aan de Université de Liège „Comportement au feu des façades
des bâtiments industriels” [3] wordt de hoogte-lengteverhouding van typologie 003,
typologie 004 en typologie 005 opgetrokken tot 0,8. Deze typologieën zijn, behalve
wat betreft de gebruikte bouwmaterialen, gelijk aan typologie 002. Het is
dus nuttig eenzelfde hoogte-lengteverhouding te onderzoeken. Nog grotere hoogtelengteverhoudingen
komen weinig voor aangezien de laterale stijfheid van de portiek
dan afneemt. Hierdoor moeten de kolommen zwaarder gedimensioneerd worden.
Het verhogen van de hoogte-lengteverhouding wijzigt niets aan het brandgedrag
van de portiek. Initieel wordt er een uitzetting waargenomen van de elementen die
zijn blootgesteld aan de brand. De ligger van de portiek zal hierbij een buitenwaartse
horizontale verplaatsing ondergaan. Bij de connectie met het naastliggende compartiment
wordt deze uitzetting verhinderd. Hierdoor wordt een drukkracht gecreëerd
op het naastliggende compartiment. Omwille van de verhitting neemt de sterkte en
stijfheid af van het staal. Na enige tijd zal de ligger dan niet meer in staat zijn om
de optredende belastingen op te nemen en buigt door en bezwijkt. Dit doorbuigen
kan beschreven worden als een ketting die opgehangen wordt aan 2 steunpunten.
Hierbij oefent de ketting een horizontale trekkracht uit op de steunpunten. Langs
de ene kant wordt deze trekkracht uitgeoefend op het naastliggende compartiment.
De drukkracht door de uitzetting van de ligger wordt omgezet in een trekkracht
ten gevolge van de gevormde kettinglijn. Langs de andere kant wordt de trekkracht
55

4. Typologie 002 met hoogte-lengteverhouding ≤ 0,8
uitgeoefend op de buitenkolom waardoor ze de neiging zal hebben om naar binnen te
bezwijken. Indien wordt voorzien dat de buitenwand voldoende bevestigd is met de
kolom bezwijkt deze ook naar binnen. Dit is een veilige situatie voor de omgeving.
Er werd bij geen enkele case een voortschrijdende instorting over de compartimentsgrenzen
heen vastgesteld. Dat maakt dat alle elementen als een structureel
element van type II kunnen gezien worden. Initieel waren er maar 4 cases in het
onderzoek waarbij een hoogte-lengteverhouding van 0,8 werd bereikt. Om voldoende
zekerheid over de bruikbaarheid van deze hoogte-lengteverhouding te verkrijgen,
werden er 4 bijkomende cases voorzien met een hoogte-lengteverhouding van 0,8. Een
zelfde situatie doet zich voor met een maximale kolomhoogte van 12m, die initieel
maar 2 keer voorkwam. Ook hier werden 4 extra cases toegevoegd. Deze 8 extra
cases bevestigen de bruikbaarheid van de typologie tot een hoogte-lengteverhouding
van 0,8 en een maximale kolomhoogte van 12m.
Verder werd er nog onderzocht of grotere hoogte-lengteverhoudingen bruikbaar
zijn. Enkel een hoogte-lengteverhouding van 0,9 blijkt nog haalbaar in bruikbaarheidsgrenstoestand
met gebruik van HEA-profielen. De 4 extra cases veroorzaken
geen voortschrijdende instorting over de compartimentsgrenzen heen. Maar de verplaatsingen
en krachten lopen hoger op dan voorzien in de rekenregels. Hierdoor
worden zwaardere eisen gesteld aan de wandopbouw die de verplaatsingen moet
kunnen volgen en aan het naastliggende compartiment dat de bijkomende krachten
moet kunnen opnemen. Het is dus sterk de vraag, daar er ook weinig economische
relevantie is bij dergelijk hoogte-lengteverhoudingen, of deze piste verder onderzocht
moet worden. De 4 cases zijn hierbij een te beperkt onderzoek om een correcte
uitspraak te kunnen doen over typologie 002 met hoogte-lengteverhouding 0,9.
De rekenregels uit het onderzoeksproject RFCS-CR-2007-00032 [25] zijn opgesteld
voor een hoogte-lengteverhouding tot 0,4. In deze thesis werd bekeken of de rekenregels
nog geldig blijven voor grotere hoogte-lengteverhoudingen. Met gebruik van
de rekenregels uit het RFCS-onderzoek is de factor m, die de verhouding weergeeft
tussen de trekkracht F t uitgeoefend op het koude compartiment en de totale belasting
Q = q × L, gelijk aan 0,586. De factor m bedraagt maximaal 0,617 voor typologie 002
met een hoogte-lengteverhouding tot 0,8. De factor m hangt in het RFCS-onderzoek
af van 2 termen, namelijk c th en N eff . Hierbij is c th afhankelijk van de dakhelling
wat in dit onderzoek constant is gehouden op 3 ◦ . Er kan besloten worden dat de
factor m verhoogt moet worden naar 0,617 om bruikbaar te blijven voor hoogtelengteverhoudingen
tot 0,8. Om te beslissen welke term uit het RFCS-onderzoek
hierbij aangepast moet worden, is extra onderzoek voor nodig.
De factor n, die de verhouding geeft tussen optredende verplaatsing δ 1 en de overspanning
L, bedraagt in het RFCS-onderzoek 0,010. De resultaten uit dit onderzoek
geven een maximale n-waarde van 0,01504. Waarden hoger dan 0,010 worden enkel
gevonden bij een hoogte-lengteverhouding groter dan 0,4. De factor n is in het RFCSonderzoek
afhankelijk van 4 parameters. Hierbij zijn 3 parameters onafhankelijk van
56

Besluit
de hoogte-lengteverhouding, maar afhankelijk van de typologie. Dat maakt dat de
4de factor, namelijk c th , aangepast moet worden. In het RFCS-onderzoek bedraagt de
waarde van c th bij een dakhelling van 3 ◦ 0,0106. Deze moet verhoogt wordt naar 0,016
zodat de rekenregels ook toegepast kunnen worden op de resultaten uit dit onderzoek.
Typologie 002 kan aangepast worden naar een hoogte-lengteverhouding van 0,8.
Hierbij moeten echter de rekenregels uit het RFCS-onderzoek licht aangepast worden.
De factor m moet verhoogt worden tot 0,617, de factor n tot 0,0106. Daar er
enkele parameters uit de rekenregels van het RFCS-onderzoek afhankelijk zijn van de
dakhelling, moet er extra onderzoek uitgevoerd worden met gewijzigde dakhellingen
om deze parameters aan te passen.
57

Hoofdstuk 5
Typologie 002 met dunwandig
koudgevormde profielen
5.1 Inleiding
Het eerste onderzoek rond typologie 002 (zie hoofdstuk 4) richt de aandacht op
de hoogte-lengteverhouding van de structuur. Het onderzoek komt er op vraag
van de industrie, die hoogte-lengteverhouding ≤ 0.4 te beperkend vindt. Tevens
wordt in het eerste onderzoek zowel lichte als zware dakbedekkingen in acht genomen.
Anderzijds beperkt dit onderzoek zich tot warmgewalste I- en/of H-profielen.
In de bouwpraktijk worden industriële constructies ook opgebouwd uit dunwandig
koudgevormde profielen. De voordelen van deze manier van bouwen zijn talrijk. De
constructie is lichter en kan sneller opgetrokken worden. Door het geringe materiaalgebruik
is dergelijke constructiewijze de manier om antwoord te bieden op de
toenemende materiaalkost en de ecologische uitputting van grondstoffen.
Maar deze dunwandig koudgevormde profielen verschillen sterk van warmgewalste
profielen en verdienen daarom een aparte aanpak. De profielen zijn van
doorsnedeklasse IV, wat betekent dat er rekening moet gehouden worden met het
plooien van de profielen. Hierdoor moet de berekening van de portiek in koude
toestand gebeuren met behulp van EN1991-1-3 [16]. Er mag hierbij enkel gerekend
worden met de effectieve doorsnede van het profiel.
Voor het berekenen van de portiek in warme toestand moet er rekening gehouden
worden met de reductiefactor voor de proportionele limiet k p,θ in plaats van reductiefactor
voor de effectieve vloeigrens k y,θ bij het bepalen van de maximaal
opneembare spanning bij een bepaalde temperatuur. Beide reductiefactoren zijn
uitgezet in figuur 5.1. De geringe massiviteit en grote profielfactor van dunwandig
koudgevormde profielen maakt dat de staaltemperatuur zeer sterk de gastemperatuur
volgt. De gevolgde ISO-brandcurve is weergeven in figuur 2.2. Het samenleggen van
beide grafieken toont het grote probleem van dunwandig koudgevormde profielen
59

5. Typologie 002 met dunwandig koudgevormde profielen
in een brandsituatie. Daar de staaltemperatuur de gastemperatuur volgt, worden
zeer snel hoge temperaturen bereikt. Deze hoge temperaturen geven aanleiding
tot een lage reductiefactor k p,θ , waardoor de bruikbare vloeigrens van het staal
sterk terugvalt. Na 15 minuten brand bedraagt de gastemperatuur 739 ◦ C. De
reductiefactor k p,θ bedraagt hierbij 0,065. Indien de staalsoort S390 gebruikt wordt,
loopt de vloeigrens terug naar 0, 065 × 390N/mm 2 = 25, 35N/mm 2 . Het is dus sterk
de vraag of een brandweerstand van 15 minuten gehaald kan worden met dergelijke
profielen.
Figuur 5.1: Reductiefactor voor de spanning-rek relatie van staal bij hoge temperaturen
De grote verschillen met warmgewalste profielen hebben geleid tot een nieuw
TETRA-project, namelijk het TETRA-project 090163 „Dunwandig koudgevormde
profielen”. Dit project is broodnodig daar er een groot gebrek aan kennis en opleiding
is, zowel binnen het onderwijs als bij de industrie. Dit maakt dat deze materie vrij
onbekend is voor de meeste ingenieurs. De berekeningsmethodes wijken sterk af van
de algemene rekenregels voor het ontwerp van stalen constructies. Zoals reeds gesteld
moet er gerekend worden met de karakteristieken van de effectieve doorsnede omwille
van de slanke doorsnede van de dunwandige profielen. Deze berekeningsmethode
is gebaseerd op de stabiliteit van plaatdelen, welke is opgenomen in EN 1993-1-5:2007.
Het werkpakket WP1.2 van dit TETRA-project gaat over de brandwerendheid
van constructies opgebouwd uit dunwandig koudgevormde profielen [24]. Dit hoofdstuk
steunt verder op de informatie uit dit werkpakket. In dit hoofdstuk wordt
onderzocht hoe een portiek volgens typologie 002 (zie figuur 4.1) opgebouwd uit dunwandig
koudgevormde profielen reageert op een brandsituatie en of de eerder afgeleide
vereenvoudige rekenregels nog van toepassing blijven. Typologie 002 opgebouwd uit
60

Geometrie
dunwandig koudgevormde profielen wordt verder in dit hoofdstuk als typologie 102
beschreven om het verschil met de portieken opgebouwd uit warmgewalste profielen
duidelijk te maken.
Enkele staalproducenten die staalconstructies bestaande uit dunwandig koudgevormde
profielen aanbieden zijn: Frisomat NV 1 , NV Joris Ide - The Steel Future 2 ,
Sadef NV 3 , . . .
Het Astrigma-type van Frisomat [4] komt overeen met typologie 002 uit het
TETRA-project 080157. Dit type heeft een hoogte van 4 tot 7m, een overspanning
van 7 tot 21m en wordt voorzien van een dakhelling van 10% (zie figuur 5.2). Daarom
wordt er in dit onderzoek vertrokken van het Astrigma-type van Frisomat. De
gebruikte profielen in dit type zijn Σ-profielen.
Figuur 5.2: Afmetingen van het Astrigma-type [4]
5.2 Geometrie
Alle cases hebben dezelfde opbouw zoals aangegeven in figuur 5.4. De afstand T
tussen de portieken is 3m. De portieken bestaan uit dunwandig koudgevormde
Σ-profielen zoals weergegeven in figuur 5.3. De dakhelling wordt in deze berekeningen
gelijk genomen aan 10%. Het Astrigma-type van Frisomat beperkt zich tot 7m
hoogte, omdat een Σ-profiel niet stijf genoeg is om bij hogere hoogte van de portiek
te voldoen aan de eisen in bruikbaarheidsgrenstoestand. De horizontale verplaatsing
van een structuur moet hierbij beperkt blijven tot H/300 [16]. Cases 102-01 tot cases
102-10 volgen het Astrigma-type. Deze cases zijn opgenomen in overzichtstabel 5.2.
Om de kolomhoogte te kunnen vergroten wordt het onderzoek uitgebreid door
gebruik te maken van SADEF IS-plus profielen, wat twee Σ-profielen rug-aan-rug
gekoppeld zijn (zie figuur 5.3). Hierdoor blijft de horizontale verplaatsing onder
invloed van de windbelasting beperkt en wordt het onderzoek uitgebreid tot een
kolomhoogte van 10m. Zo worden cases 102-11 tot en met 102-17 gecreëerd. Bij
1 http://www.frisomat.com
2 http://www.joriside.be
3 http://www.sadef.be
61

5. Typologie 002 met dunwandig koudgevormde profielen
een kolomhoogte van 12m voldoet het zwaarste SADEF IS-plus-profiel (SADEF
IS+ 450x5) ook niet meer aan de eisen in bruikbaarheidsgrenstoestand. De horizontale
verplaatsing ten gevolge van de windbelasting bedraagt hierbij 86mm waar
12000mm/300=40mm toegelaten is.
In navolging van het onderzoek van de Université de Liège [3] wordt er initieel
een imperfectie aan de constructie toegekend. Deze imperfectie is dezelfde als in het
vorige onderzoek (zie hoofdstuk 4).
Figuur 5.3: Sigma-profiel
Profiel h b c h c h e t Massa A eff W eff,y W eff,z
[mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [kg] [mm 2 ] [mm 3 ] [mm 3 ]
S250x70x4 250 70 25 120 50 4 14,3 1737 125880 20444
S300x80x4 300 80 25 170 50 4 16,5 1768 175800 24316
S300x80x5 300 80 30 170 50 5 20,68 2464 219136 31659
S350x90x4 350 90 30 220 50 4 19,05 1824 238197 31440
S350x90x5 350 90 30 220 50 5 23,46 2535 291074 37304
S400x100x4 400 100 35 250 60 4 21,6 1928 305417 40844
S450x110x4 450 110 35 280 70 4 23,8 1947 369912 45950
S450x110x5 450 110 35 280 70 5 29,39 2777 467457 57548
IS400x200x4 400 200 35 250 60 4 43,2 3856 610834 81687
IS450x220x4 450 220 35 280 70 4 47,6 3894 739824 91900
IS450x220x5 450 220 35 280 70 5 58,8 5555 934913 115097
Tabel 5.1: Overzicht van de gebruikte profielen
5.3 Brandcurve
De cases worden onderworpen aan een ISO-brandcurve (zie figuur 2.2 op pagina 14).
62

Materialen
Figuur 5.4: Voorstelling van de onderzochte portiek
5.4 Materialen
Voor staal worden volgende thermische eigenschappen in rekening gebracht [15] [14]:
• Convectie-overgangscoëfficiënt aan de blootgestelde zijde α c : 25 [W/m 2 K]
• Convectie-overgangscoëfficiënt aan de beschermde zijde α c : 4 [W/m 2 K]
• Emissiviteit ɛ: 0,70 [−]
• Correctiefactor voor het schaduweffect k sh : 1 [−]
Voor staal worden volgende mechanische eigenschappen in rekening gebracht [14]:
• Coëfficiënt van Poisson ν: 0,3 [−]
• Elasticiteitsmodulus E: 210 000 [N/mm 2 ]
• Vloeigrens f y : 390 [N/mm 2 ]
5.5 Belastingen
5.5.1 Eigengewicht
Er wordt een lichte dakstructuur verondersteld op de lichte staalconstructie. Het
eigengewicht van het dak wordt gelijk genomen aan 30 kg/m 2 voor een lichte dakstructuur
(steeldeck) [3, p. 8].
5.5.2 Veranderlijke lasten
De last voor onderhoud en sneeuw worden hetzelfde verondersteld als in vorig onderzoek
(zie hoofdstuk 4). De lichte dakhelling maakt dat de sneeuwlasten kunnen
behouden blijven, namelijk 400N/m 2 . De eventuele invloed van andere waarden
voor µ i is gering omdat in de berekening van de warme toestand de belasting vermenigvuldigd
wordt met ψ 2,i = 0.
63

5. Typologie 002 met dunwandig koudgevormde profielen
Case Hoogte [m] Lengte [m] H/L Kolom Ligger
102-01 4 8 0,50 S250x70x4 S300x80x4
102-02 4 10 0,40 S250x70x4 S350x90x4
102-03 4 12 0,33 S250x70x4 S400x100x4
102-04 4 15 0,27 S250x70x4 S450x110x5
102-05 4 20 0,20 S450x110x4 IS400x200x4
102-06 6 8 0,75 S400x100x4 S300x80x4
102-07 6 10 0,60 S400x100x4 S300x80x5
102-08 6 12 0,50 S400x100x4 S400x100x4
102-09 6 15 0,40 S400x100x4 S450x110x4
102-010 6 20 0,30 S450x110x4 IS450x220x4
102-011 8 10 0,80 IS450x220x4 S350x90x5
102-012 8 12 0,67 IS450x220x4 S400x100x4
102-013 8 15 0,53 IS400x200x4 S450x110x5
102-014 8 20 0,40 IS400x200x4 IS450x220x4
102-015 10 12,5 0,80 IS450x220x5 IS450x220x5
102-016 10 15 0,67 IS450x220x5 IS450x220x5
102-017 10 20 0,50 IS450x220x5 IS450x220x5
Tabel 5.2: Samenvatting van de cases die onderzocht worden
De windbelasting moet wel aangepast worden door de wijziging in dakhelling.
Deze windbelasting voor de daken mag nu niet meer berekend worden als een plat
dak (tot 5 ◦ ) maar als een dubbel afhellend dak [13, 7.2.5].
Er wordt weer gekozen om de gemiddelde winddruk w = q ref × c e (z) = 630N/m 2
over te nemen uit het onderzoek van de Université de Liège [3, p. 47]. De uitwendige
drukcoëfficiënten c pe voor muren en de inwendige drukcoëfficiënten c pi blijven gelijk
aan het vorige onderzoek (zie 4).
De uitwendige drukcoëfficiënten c pe voor dubbel afhellende daken zijn gegeven in
tabel 7.4a van de NBN EN 1991-1-4: 2005 [13]. Deze zijn gegeven voor verschillende
dakhellingen. Tot en met dakhelling 45 ◦ fluctueert de uitwendige druk zeer snel. Er
moeten vier gevallen beschouwd worden, waarbij de hoogste of laagste waarden van
de windopwaartse zijde gecombineerd worden met de hoogste of laagste zijde van de
windafwaartse zijde. Dit geeft volgende combinaties:
64
• Grootste druk aan windopwaartse zijde gecombineerd met grootste druk aan
windafwaartse zijde
• Grootste druk aan windopwaartse zijde gecombineerd met kleinste druk aan
windafwaartse zijde
• Kleinste druk aan windopwaartse zijde gecombineerd met grootste druk aan
windafwaartse zijde

Combinatiefactoren
• Kleinste druk aan windopwaartse zijde gecombineerd met kleinste druk aan
windafwaartse zijde
Aangezien er meerdere dubbel afhellende daken gecombineerd zijn moet vanaf het
vierde dakvlak de uitwendige drukcoëfficiënt c pe vermenigvuldigd worden met 0,6.
Omdat in geval van brand de windbelasting vermenigvuldigd moet worden met
de combinatiefactor Ψ 1 = 0.2 maakt de uiteindelijke combinatie niet zoveel rol. De
windbelasting is niet maatgevend in dit geval en het effect van zuiging ten opzichte
van de permanente belasting op het dak is te verwaarlozen. Daarom is er gekozen
om de grootste druk op windopwaartse en windafwaartse zijde te kiezen. De gekozen
dakhelling voor dit onderzoek is 10% of 5.71 ◦ . De correcte uitwendige drukcoëfficiënten
kunnen dan afgeleid worden via interpolatie. De gebruikte drukcoëfficienten in
dit onderzoek zijn weergegeven in figuur 5.5.
Figuur 5.5: Uitwendige drukcoëfficiënten c pe voor typologie 102
5.6 Combinatiefactoren
De combinaties verlopen gelijk aan het vorige onderzoek (zie hoofdstuk 4).
5.7 Controle portiek in koude toestand
5.7.1 UGT
De portiek wordt in koude toestand gecontroleerd aan de hand van Powerframe
c○Buildsoft. Aangezien dunwandig koudgevormde profielen van doorsnedeklasse IV
zijn, moeten ze gecontroleerd worden via EN 1993-1-3 en niet via 1993-1-1. De
keuze voor de te volgen normering kan bij Powerframe ingesteld worden via het
menu ’Studie’, gevolgd door ’Staalnorm’. Hier staat de normering EN 1993-1-3 echter
niet tussen. Powerframe schakelt namelijk automatisch over op de staalnorm EN
1993-1-3 bij het gebruik van profielen met doorsnedeklasse IV. Profielen moeten
hierbij aangemaakt worden met de profiel-generator waarin gekozen kan worden
om dunwandige profielen te genereren. Bij de aanmaak van dergelijke profielen
zal de gebruikte normering voor de analyse van dergelijke profielen automatisch
65

5. Typologie 002 met dunwandig koudgevormde profielen
aangepast worden naar de EN 1993-1-3. Verder kan er ook gebruik gemaakt worden
van een nieuwe profielenbibliotheek die dergelijke dunwandige profielen bevat. De
staalconstructeur SADEF 4 biedt dergelijke profielenbibliotheek aan die tegenwoordig
standaard geïntegreerd is in de laatste versies van Powerframe.
Figuur 5.6: Geometrie van typologie 102 in Powerframe
De portiek wordt in het xy-vlak ingegeven, waarbij de fundering gevormd wordt
door een scharnier (zie figuur 5.6). In de nok en in de verbinding tussen kolom en
ligger wordt de structuur tegengehouden in de derde dimensie. De knik- en kiplengte
van de liggers worden bepaald voor de richting uit het vlak van de portiek. Ze zijn
ingesteld op 250cm om het effect van tussenliggende gordingen te simuleren.
5.7.2 BGT
De verplaatsingen wordt gecontroleerd met Powerframe. De verticale doorbuiging
van de liggers moet beperkt blijven tot L/200, de horizontale verplaatsing ten gevolge
van de windbelasting moet beperkt blijven tot H/300 [14]. Een overzicht van de
resultaten uit Powerframe is opgenomen in tabel 5.3.
5.8 Controle portiek in warme toestand
5.8.1 UGT
Met deze gegevens kan de inputfile opgesteld worden voor het eindige elementenprogramma
SAFIR c○Université de Liège. Er wordt een pre-processor opgesteld
in Excel waarmee uit een aantal gegevens (kolomhoogte, overspanning, dakhelling,
type dakstructuur, profielkeuze, staalkwaliteit en elasticiteitsmodulus) de inputfile
automatisch gegenereerd wordt. Deze file is soortgelijk opgebouwd als de code in
bijlage D. Er zijn echter enkele belangrijke aanpassingen ten opzichte van de inputfile
voor portieken met warmgewalste profielen. De dunwandige koudgevormde profielen
kunnen niet gegenereerd worden met Wizard2007.exe c○Université de Liège. Vanuit
het werkpakket WP1.2 van het TETRA-project 090163 zijn er voor deze dunwandige
4 http://www.sadef.be
66

Controle portiek in warme toestand
Case Hoogte Lengte H/300 L/200 ∆H ∆V Weerstand [%]
[m] [m] [mm] [mm] [mm] [mm] Kolom Ligger
102-01 4 8 13 40 13 12 43 58
102-02 4 10 13 50 13 20 56 67
102-03 4 12 13 60 12 29 70 79
102-04 4 15 13 75 13 44 90 84
102-05 4 20 13 100 13 72 96 89
102-06 6 8 20 40 20 10 43 79
102-07 6 10 20 50 20 20 41 67
102-08 6 12 20 60 19 24 49 72
102-09 6 15 20 75 19 42 69 94
102-010 6 20 20 100 18 66 81 85
102-011 8 10 27 50 27 13 21 50
102-012 8 12 27 60 27 21 27 68
102-013 8 15 27 75 27 34 40 74
102-014 8 20 27 100 26 69 63 87
102-015 10 12,5 33 63 33 10 20 28
102-016 10 15 33 75 33 20 26 43
102-017 10 20 33 100 32 58 45 70
Tabel 5.3: Overzicht van resultaten uit Powerframe
koudgevormde profielen al pre-processors opgesteld in Excel. De beginvoorwaarden
zijn hier de geometrische gegevens van het profiel. Met deze preprocessor wordt dan
de inputfile voor de thermische analyse van de profielen gegenereerd.
Naast de aangepaste profielen moet ook de reductiefactor voor de proportionele
limiet k p,θ gebruikt worden in plaats van reductiefactor voor de effectieve vloeigrens
k y,θ . Het verschil tussen beide reductiefactoren is zichtbaar in figuur 5.1. Deze
gewijzigde reductiefactor kan in SAFIR ingebracht worden door het materiaaltype
USER_STEEL te definiëren. Er moet een file user_steel.txt aangemaakt worden,
waarin de reductiefactoren voor de effectieve vloeigrens k y,θ , voor de proportionele
limiet k p,θ , voor de helling van het elastisch gebied k E,θ en voor de thermische
uitzetting worden opgegeven. Het gebruikte materiaal user_steel.txt is terug te
vinden in bijlage E.
Net als in het vorige onderzoek is deze input een 2D-simulatie. SAFIR kan echter
ook de structuur laten vervormen uit het vlak. Hiervoor is minstens een 2,5D-model
noodzakelijk, waarbij ook de verplaatsingen uit het vlak in acht worden genomen.
Een 3D-model is niet nodig daar enkel de langse stabiliteit van de structuur wordt
geanalyseerd. De input- en outputfiles moeten voor een 2,5D-model gewijzigd worden
volgens de extra manual van SAFIR „how to go to 3D” [22].
67

5. Typologie 002 met dunwandig koudgevormde profielen
Case Faalmode Tijd [s] δ 1 [m] F [N] Q = q × L [N] m n
102-01 inwendig ligger 1508 0,101 5167 9632 0,536 0,0126
102-02 inwendig ligger 1178 0,126 9082 12300 0,738 0,0126
102-03 inwendig ligger 832 0,137 13530 15060 0,898 0,0114
102-04 inwendig ligger 784 0,178 16250 19995 0,813 0,0119
102-05 inwendig ligger 764 0,288 5699 30300 0,188 0,0144
102-06 inwendig ligger 1888 0,085 6390 9632 0,663 0,0106
102-07 inwendig ligger 1303 0,114 8617 12300 0,701 0,0114
102-08 inwendig ligger 1055 0,14 12120 15060 0,805 0,0117
102-09 inwendig ligger 737 0,156 10030 19995 0,502 0,0104
102-010 inwendig ligger 371 0,168 4520 30300 0,149 0,0084
102-011 inwendig ligger 2310 0,122 4958 12300 0,403 0,0122
102-012 inwendig ligger 1292 0,135 12600 15060 0,837 0,0113
102-013 inwendig ligger 1210 0,165 13360 19995 0,668 0,0110
102-014 inwendig ligger 1138 0,283 21170 30300 0,699 0,0142
102-015 Niet bezweken na 3600 seconden
102-016 inwendig ligger 2982 0,226 17210 19995 0,861 0,0150
102-017 inwendig ligger 1353 0,283 23100 30300 0,762 0,0142
Tabel 5.4: Samenvatting van de resultaten bekomen na berekening van de cases
met SAFIR. Een overzicht van alle cases is gegeven in bijlage H
5.9 Resultaten
Typologie 102 met koudgevormde profielen was tot op heden nog niet onderzocht.
Het kan gezien worden als een uitbreiding op typologie 002 met warmgewalste H- en
I-profielen. De resultaten zullen dan ook vergeleken worden met de rekenregels die
geldig zijn voor typologie 002. Het is hierbij weer van belang de faalmode, horizontale
uitwijking en trekkracht op het koude compartiment te analyseren en te controleren.
De samenvattende resultaten voor de verschillende cases zijn opgenomen in tabel 5.4.
Hetgeen opvalt is dat bij sommige cases (case 102-01, case 102-06, case 102-11,
case 102-15 en case 102-16) toch een lange brandweerstand bekomen wordt. Het grote
probleem met dunwandig koudgevormde profielen is de grote profielfactor en geringe
massiviteit waardoor het staal de gastemperatuur volgt. Bij hoge temperaturen
loopt de sterkte van staal zeer snel terug tot 10% en minder van zijn initiële waarde.
Er kan dan ook verwacht worden dat daarom deze structuren snel zouden moeten
bezwijken. Er zijn enkele redenen waarom structuren uit dunwandig koudgevormde
profielen toch een verhoogde brandweerstand bezitten.
Ten eerste zijn de profielen gedimensioneerd in koude toestand. Hierbij moeten
er andere belastingscombinaties gebruikt worden dan de belastingscombinaties in
geval van brand. In brandsituatie dient er enkel rekening gehouden te worden met
eigengewicht en windbelasting, terwijl in koude toestand ook nog gerekend moet wor-
68

Resultaten
den met sneeuwbelasting en onderhoudslast. Ook de partiële veiligheidscoëfficiënten
en de combinatiefactoren zijn verschillend tussen koude en warme toestand (zie tabel
3.1 en 3.2). De verhouding tussen de belastingscombinaties in geval van een accidentele
toestand (UGT accidenteel ) en de belastingscombinaties bij omgevingstemperatuur
(UGT) bedraagt 18%. Dit is weergegeven in tabel 5.5.
Ten tweede zijn er profielen vaak overgedimensioneerd om te voldoen aan de eisen
van vervorming in bruikbaarheidsgrenstoestand. Het percentage benutte weerstand
van de ligger is weergegeven in tabel 5.5 voor iedere case, verkregen uit Powerframe.
Indien er hier nog een duidelijke reserve is op de weerstand van het profiel, kan er
verwacht worden dat de uiteindelijke brandweerstand groter zal zijn.
De totale belastingsgraad kan berekent worden als de verhouding tussen de
belastingscombinaties in geval van brand en de belastingscombinaties bij omgevingstemperatuur
gecombineerd met het percentage effectief benutte weerstand van het
profiel in koude toestand. De totale belastingsgraad per case is weergegeven in tabel
5.5. Dit percentage kan ook bekeken worden als de totaal optredende spanning ten
opzichte van de initiële vloeigrens. Zolang dit percentage lager is dan de reductiefactor
k p,θ die toegepast moet worden op de initiële vloeigrens in functie van de temperatuur,
kan verondersteld worden dat de structuur niet zal bezwijken. Per belastingsgraad
is zo berekend wat de brandweerstand zou zijn volgens de ISO-brandcurve. Deze
waarden zijn ook opgenomen in tabel 5.5. De soms lange brandweerstanden zijn
dus mede mogelijk omdat de belastingsgraad ten opzichte van de belasting in koude
toestand zeer klein is.
Anderzijds zullen profielen met doorsnedeklasse IV eerder plooien dan de vloeigrens
bereiken. Dus vooraleer de kritieke spanning bereikt is zal de structuur
vervormen en zal er een herverdeling van krachten en spanningen plaatsvinden. Voor
case 102-01 vindt er een reductie van het optredende moment in de ligger plaats
van 6666Nm naar 4856Nm. Dit betekent een extra vermindering van spanning met
27%. Dit is weergegeven in figuur 5.7. Daarom zijn ook langere brandweerstanden te
verwachten.
5.9.1 Bespreking van de cases
Alle cases volgen tijdens het onderwerpen aan een brandsituatie de gekende opwarmingsfase
welke gevolgd wordt door de trekfase (zie hoofdstuk 3.7). Eerst ondergaat
het brandend compartiment de kenmerkende uitzetting ten gevolge van de opwarming
van het staal. In figuur 5.9 is getoond hoe dat knoop a (figuur 5.8) een horizontale
buitenwaarts gerichte verplaatsing van 106 mm ondergaat. Aan de andere zijde
wordt deze horizontale verplaatsing tegengehouden door het koude compartiment.
69

5. Typologie 002 met dunwandig koudgevormde profielen
UGT accidenteel
Case Brand-
UGT
Benutte Totale Brandweerstand
% weerstand belastings- weerstand
[min] UGT graad volgens
% % ISO-brandcurve
[min]
102-01 25 18 58 10 19
102-02 19 18 67 12 17
102-03 13 18 79 14 15
102-04 13 18 84 15 14
102-05 12 18 89 16 14
102-06 31 18 79 14 15
102-07 21 18 67 12 17
102-08 17 18 72 13 16
102-09 12 18 94 17 13
102-010 6 18 85 15 14
102-011 38 18 50 9 21
102-012 21 18 68 12 17
102-013 20 18 74 13 16
102-014 18 18 87 16 14
102-015 60 18 28 5 44
102-016 49 18 43 8 23
102-017 22 18 70 13 17
Tabel 5.5: Controle van de brandweerstand
Door deze verhinderde verplaatsing wordt een drukkracht ontwikkeld tegen de koude
structuur. Deze drukkracht is zichtbaar in figuur 5.13. In tegenstelling tot typologie
002 dat opgebouwd is uit warmgewalste profielen blijft de structuur verder vervormen
na de belangrijkste thermische opwarming die plaatsvindt bij de start van de brand.
Dit is zowel zichtbaar voor knoop a in figuur 5.9, als voor knoop b in figuur 5.11
en knoop c in figuur 5.10. Dit blijvend vervormen zorgt voor een herverdeling van
krachten en spanningen, zodat de structuur nooit tot aan de vloeigrens het van
materiaal komt.
Vanaf 1500 seconden is de sterkte en stijfheid van de ligger onvoldoende om nog
te weerstaan aan de optredende spanningen. Dit is zichtbaar in knoop b op figuur
5.11. De ligger bezwijkt en vorm hierbij een kettinglijn tussen het naastliggende
compartiment en de buitenkolom. Door deze kettinglijn wijzigt de drukkracht die
uitgeoefend wordt op het naastliggend compartiment naar een trekkracht. Dit is
zichtbaar in figuur 5.13. De buitenkolom ondergaat hierbij een verplaatsing naar
binnen toe. Dit is weergegeven in figuur 5.9. Ten gevolge van het vormen van
een kettinglijn bezwijkt de constructie naar binnen, op voorwaarde dat de wandbeplating
voldoende is bevestigd aan de kolom zodat ze de beweging van de kolom volgt.
70

Resultaten
Figuur 5.7: Evolutie van het moment M y ter hoogte van knoop a bij case 102-01
Figuur 5.8: Overzicht van de onderzochte punten
5.9.2 Bepalen van rekenregels
Zoals reeds aangegeven in hoofdstuk 4.9.2 is het kennen van de optredende trekkracht
en verplaatsingen ten gevolge van brand noodzakelijk. De eenvoudige rekenregels
voor het bepalen van de optredende trekkracht gaat uit van het bepalen van de
kettinglijn (zie hoofdstuk 3.8). Aan de hand van deze kennis zijn in het onderzoeksproject
RFCS-CR-2007-00032 [25] rekenregels opgesteld voor portieken opgebouwd
uit warmgewalste profielen. Deze rekenregels blijven ook beperkt tot een hoogtelengteverhouding
van 0,4.
De onderzochte typologie heeft steeds een dakhelling van 10% en het brandende
compartiment bevindt zich op het einde van de constructie. Indien de rekenregels
uit het onderzoeksproject RFCS-CR-2007-00032 [25] ook bruikbaar zouden zijn voor
portieken opgebouwd uit dunwandig koudgevormde profielen, worden volgende waarden
bekomen.
71

5. Typologie 002 met dunwandig koudgevormde profielen
Figuur 5.9: Verticale verplaatsing knoop a bij case 102-01
Figuur 5.10: Verticale verplaatsing knoop c bij case 102-01
F t = c p × N eff × q × L
met:
c p = 1, 10 dakhelling 10% [21, vgl.4 − 3]
N eff = 0, 5 (Portaalconstructie en brandcompartiment [21, vgl.4 − 5]
op het einde van de constructie)
q = G k,j + 0, 2Q sneeuw,1 [21, vgl.4 − 7]
L = lengte van de overspanning
72

Resultaten
Figuur 5.11: Verticale verplaatsing knoop b bij case 102-01
Figuur 5.12: Aanduiding waar de trekkracht gecontroleerd wordt
Zoals gemeld is de waarde voor de verdeelde belasting q niet conform de Belgische
normering. Toch wordt deze behouden om vergelijkingen tussen de verschillende
onderzoeken te kunnen doorvoeren. De nuttige belasting ten gevolge van de sneeuw
bedraagt in dit onderzoek 533 N/m 2 . De windlast bij onderdruk is 200 N/m 2 . Het
verschil tussen beide bedraagt 333 N/m 2 . Indien dit vermenigvuldigd wordt met de
combinatiefactor Ψ 1 is het verschil tussen beide 0, 2 × 333N/m 2 =66 N/m 2 .
Ook in het onderzoek van de Université de Liège [3] zijn er rekenregels opgesteld.
De gevonden factoren zijn weergegeven in tabel 4.8. Hierbij is de factor m de verhouding
tussen optredende trekkracht F t en de optredende belasting. De factor
n is de verhouding tussen horizontale verplaatsing δ 1 en de lengte van de overspanning.
Er wordt weer een factor m gedefiniëerd uit het RFCS-onderzoek [25] waardoor
de verschillende onderzoeken met elkaar kunnen vergeleken worden. De factor m
wordt bekomen door de factor c p en N eff met elkaar te vermenigvuldigen. Zo wordt
m = c p × N eff = 1, 1 × 0, 5 = 0, 55.
Voor alle onderzochte cases uit dit onderzoek wordt de factor m berekend door
73

5. Typologie 002 met dunwandig koudgevormde profielen
Figuur 5.13: Kracht uitgeoefend op naastliggend compartiment bij case 102-01
Figuur 5.14: Trekkracht bepaald via eenvoudige rekenregels (m = 0,55) en via
geavanceerd rekenmodel
de optredende trekkracht F t te delen door q × L. Hierbij wordt een maximale waarde
van m = 0, 265 bekomen. De rekenregels uit het RFCS-onderzoek en het onderzoek
van de Université de Liège zijn dus bruikbaar voor portieken van typologie 102
opgebouwd uit dunwandig koudgevormde profielen. Ze zijn echter wel aan de conservatieve
kant. Dit is zichtbaar op figuur 5.14. Dunwandig koudgevormde profielen
vervormen meer dan warmgewalste profielen. Dit heeft invloed op de kettinglijn,
die daarmee langer wordt en een kleinere kromtestraal aangemeten krijgt. Hierdoor
neemt de horizontale trekkracht af die door dergelijke kettinglijn wordt veroorzaakt.
Om te bepalen welke factor gewijzigd moet worden in de eenvoudige rekenregels uit
het RFCS-onderzoek zijn bijkomende cases nodig. Hierbij zou de dakhelling gewijzigd
moeten worden zodat de invloed hiervan op de factor m duidelijk wordt. Enkel
74

Resultaten
dan kan er een uitspraak gedaan worden of de factor c p of N eff gewijzigd moet worden.
Voor het bepalen van de horizontale verplaatsing gaat het RFCS-onderzoek [25]
uit van de drukkracht en de laterale stijfheid van de structuur. Voor typologie
002 met een dakhelling van 10% moeten volgende waarden gebruikt worden in de
rekenregel van het RFCS-onderzoek [25]:
δ 1 = K t
K 1
× N × c th × L [21, vgl.4 − 15]
met:
K t = K 1 × K2
= 0, 065K2 2
K 1 + K 2 1, 065K 2
= 0, 061K 2
K 1 = 0, 065K 2 Stijfheid brandend compartiment[20, vgl.4 − 14]
K 2 =
N = 1
Stijfheid koud compartiment
aantal portieken in het brandend compartiment
c th = 0, 015 [21, vgl.4 − 9]
L =
lengte van de overspanning
Figuur 5.15: Horizontale verplaatsing bepaald via eenvoudige rekenregels (n =
0,014) en via geavanceerd rekenmodel
Deze rekenregel kan vereenvoudigd worden door het invoegen van de factor n,
welke ook bepaald is in het onderzoek van de Université de Liège [3]. De factor n
is de verhouding tussen de optredende verplaatsing δ 1 en de overspanning L. De
gevonden waarden voor n uit het onderzoek van de Université de Liège [3] zijn ook
opgenomen in tabel 4.8. Om de rekenregel uit het onderzoeksproject RFCS-CR-
2007-00032 [25] te vereenvoudigen moeten de parameters K t , K 1 , N en c th uit het
75

5. Typologie 002 met dunwandig koudgevormde profielen
RFCS-onderzoek gecombineerd worden tot deze factor n. Deze factor n is gelijk aan
0,061K 2
0,065K 2
× 1 × 0, 015 = 0, 014 in het geval van typologie 102 met een dakhelling van
10%.
De factor n wordt voor de onderzochte cases uit dit onderzoek berekend door de
optredende verplaatsing δ 1 te delen door de overspanning L. Deze zijn samengevat in
5.4. Hierbij wordt een maximale waarde van n = 0, 0152 bekomen. Deze is groter
dan de waarde uit het onderzoeksproject RFS2-CR-2007-00032. Dit is weergegeven
in figuur 5.15. Vooral de waarde van de stijfheid van het brandend compartiment
K 1 is bedenkelijk. De temperatuur van de dunwandig koudgevormde profielen zal
sneller oplopen door hun geringe massiviteit en grote profielfactor. Hierdoor zal de
elasticiteitsmodulus sneller dalen en zal de structuur zich dus minder stijf gedragen.
De reductiefactor voor de stijfheid van het brandende compartiment zal dan ook te
hoog ingeschat zijn. De parameter c th echter is afhankelijk van de dakhelling. Er is
dus wederom bijkomend onderzoek nodig met gewijzigde dakhellingen om correct te
kunnen bepalen wat de waarden voor c th en K 1 moeten zijn.
5.10 Besluit
De opbouw van typologie 102 met dunwandig koudgevormde profielen sluit aan bij
de huidige bouwpraktijk in de industriebouw. De eigenschappen van dunwandig
koudgevormde profielen verschillen van de eigenschappen van warmgewalste profielen,
zowel bij omgevingstemperatuur als in het geval van brand. Het zomaar overnemen
van de eenvoudige rekenregels die beschikbaar zijn voor warmgewalste staalprofielen
kan dus niet.
Om de structuur te berekenen bij omgevingstemperatuur moet de NBN EN
1993-1-3 gebruikt worden in plaats van de NBN EN 1993-1-1. Dit moet omdat
dunwandig koudgevormde profielen behoren tot doorsnedeklasse IV, waardoor er
rekening gehouden moet worden met het plooien van de profielen. Daarom mag ook
maar gerekend worden met de effectieve doorsnedekarakteristieken van de profielen.
Rond de toepassing van dunwandig koudgevormde profielen is het nieuw TETRAproject
090163 ontstaan.
In een brandsituatie zorgt de geringe massiviteit en grote profielfactor ervoor dat
de staaltemperatuur de gastemperatuur nauw volgt. De temperatuur in het staal
bereikt zo al snel waarden waarbij de opneembare spanning wordt gereduceerd tot
10% of minder van de initiele vloeigrens. Voor deze reductie moet er gerekend worden
met de reductiefactor van de proportionele limiet k p,θ in plaats van reductiefactor
voor de effectieve vloeigrens k y,θ .
Het brandgedrag wijkt dan ook af van het brandgedrag van typologie met warmgewalste
profielen zoals beschreven in hoofdstuk 4. De profielen blijven gedurende
de gehele tijdsduur van de brand tot het bezwijken van de portiek vervormen. Dit
vervormen is het resultaat van het feit dat profielen met doorsnedeklasse IV eerder
76

Besluit
plooien dan dat ze de vloeigrens zullen bereiken. De vervormingen brengen een
herverdeling van de krachten en spanningen in de profielen met zich. Deze reductie
van de optredende spanningen zorgt ervoor dat deze portieken een langere brandweerstand
bezitten dan vermoed zou worden, uitgaande van hun geringe massiviteit en
grote profielfactor.
Er worden in dit onderzoek geen voortschrijdende instorting over de compartimentsgrenzen
heen waargenomen. Hierdoor kunnen de elementen van de portiek
gedefinieerd worden als structurele elementen Type II. Deze hebben minder strenge
eisen naar brandweerstand dan structurele elementen Type I, wat dus economisch
gunstig is voor deze typologie.
De rekenregels die opgesteld zijn in het onderzoeksproject RFCS-RC-2007-00032
[25] voor typologie 002 met warmgewalste profielen zijn getoetst naar hun geldigheid
in het geval van dunwandig koudgevormde profielen. In het geval van warmgewalste
profielen is de factor m, die de verhouding weergeeft tussen de trekkracht F t uitgeoefend
op het koude compartiment en de totale belasting Q = q × L, gelijk aan 0,55.
Uit dit onderzoek blijkt dat de factor m voor dunwandig koudgevormde profielen
maximaal 0,265 bedraagt. De rekenregels voor warmgewalste profielen blijven geldig
in het geval van dunwandig koudgevormde profielen, maar zijn conservatief.
De oorzaak van de lage verhouding tussen trekkracht F t en de totale belasting
Q moet gezocht worden in de eigenschappen van de profielen. De profielen zijn
van doorsnedeklasse IV en vervormen hierdoor eerder dan de vloeigrens te bereiken.
Door deze grotere vervormingen wordt de kettinglijn langer en krijgt ze een kleinere
kromtestraal aangemeten. Dergelijke kettinglijn zorgt voor een kleinere horizontale
reactiekracht die opgenomen moet worden door de naastliggende structuur. In het
onderzoeksproject RFCS-RC-2007-00032 [25] bestaat de factor m uit 2 parameters,
namelijk c p of N eff . De parameter c p is afhankelijk van de dakhelling welke in dit
onderzoek constant gehouden is op 10%. Het is daarom niet mogelijk een besluit te
trekken over welke parameter aangepast moet worden en welke waarde ze aangemeten
moet krijgen. Hiervoor is een bijkomend onderzoek nodig met gewijzigde dakhellingen.
Ook de horizontale verplaatsing kan begroot worden via een eenvoudige rekenregel.
In het geval van warmgewalste profielen is de factor n, die de verhouding weergeeft
tussen de optredende verplaatsing δ 1 en de lengte van de overspanning L, gelijk aan
0,014. Dit is kleiner dan de factor n=0,0152 die gevonden wordt uit de resultaten
van dit onderzoek. De factor n uit het onderzoeksproject RFCS-RC-2007-00032
[25] bestaat uit 4 parameters, namelijk K t , K 1 , c th en N. Hierin is de waarde van
de stijfheid van het brandend compartiment K 1 bedenkelijk. Deze is bepaald voor
warmgewalste profielen die een grotere massiviteit bezitten en hierdoor minder snel
opwarmen. Dat maakt dat de elasticiteitsmodulus in het geval van dunwandig
koudgevormde profielen sneller zal dalen dan voor warmgewalste profielen. Hierdoor
zal de structuur zich minder stijf gedragen in het geval van brand. Deze term K 1 zal
dus te hoog ingeschat zijn. Maar net als bij de factor m is hier ook een parameter
77

5. Typologie 002 met dunwandig koudgevormde profielen
afhankelijk van de dakhelling, namelijk c th . Om tot een correcte aanpassing van de
parameters uit het RFCS-onderzoek te komen moet ook hier de dakhelling gewijzigd
worden. Enkel door deze wijziging kan het effect van de helling op de factor n bepaald
kunnen worden.
Het onderzoek heeft aangetoond dat typologie 102 opgebouwd uit dunwandig
koudgevormde profielen kan toegevoegd worden aan de type-fiche van typologie
002. Hierbij kan er nu al gebruik gemaakt worden van de factor m=0,256 en factor
n=0,0152. Om de bestaande rekenregels uit het RFCS-onderzoek [25] te kunnen
gebruiken is er nog een bijkomend onderzoek nodig waarin de dakhelling van de
structuur gewijzigd wordt.
78

Hoofdstuk 6
Typologie 008 met
kokerprofielen
6.1 Inleiding
Typologie 008 uit het TETRA-project 080157 [23, art. 12.10] wordt gebruikt indien
er grotere overspanningen nodig zijn. Hierbij wordt het dak gedragen door
vakwerkliggers. Typologie 008 is weergegeven in figuur 6.1. Een vakwerkligger is
een efficiënte manier om een zo groot mogelijke momentweerstand te verkrijgen
zonder veel materiaalgebruik. De profielen waaruit de vakwerkligger bestaan worden
geconcentreerd in de gedrukte en getrokken zone. Voorbeelden van industriehallen
opgebouwd met vakwerkliggers worden getoond in figuur 6.2.
Typologie 008 is reeds uitvoerig onderzocht door het RFCS „Fire Safety of industrial
halls and low-rise buildings” [25]. Er is hier echter enkel rekening gehouden
met L-profielen als elementen om de vakwerkligger mee op te bouwen. Het doel
van dit onderzoek is na te gaan of kokerprofielen ook gebruikt kunnen worden om
de vakwerkliggers op te bouwen. Indien dit het geval is zouden de gebruikte rekenregels
gecontroleerd moeten worden. Het is hierbij weer van belang de faalmode,
horizontale uitwijking en trekkracht op het koude compartiment te analyseren en
te controleren. Naast het aanpassen van de opbouw van de vakwerkligger is ook de
hoogte-lengteverhouding opgetrokken tot 0,8 zoals voor typologie 002.
6.1.1 Randvoorwaarden en parameters
In het kader van het onderzoeksproject RFS2-CR-2007-00032: „Fire Safety of industrial
halls and low-rise buildings” [25] is er reeds uitgebreid onderzoek gedaan naar
deze typologie. Hierbij werden volgende parameters in acht genomen:
• Kolommen: staal - warmgewalste I- en/of H-profielen
• Lichte dakbedekking
79

6. Typologie 008 met kokerprofielen
Figuur 6.1: Grafische voorstelling typologie 008 [23, Hoofdstuk 12.10.9]
• Brandwand aan de brandzijde, waardoor middenkolom koud wordt verondersteld
• 3-zijdige blootstelling aan brand van kolom, 4-zijdige blootstelling van ligger
• Verbinding met fundering: scharnierend
• Verbinding ligger-kolom: continu
• Vakwerkligger bestaande uit L-profielen (50x50x5mm tot 120x120x12mm)
• Belasting is geconcentreerd in de bovenste vakwerkknopen
De profielen die gebruikt worden om vakwerkliggers op te bouwen zijn niet steeds
L-profielen. Deze L-profielen komen vooral voor op de Franse markt, maar worden
op de Belgische markt minder toegepast. Er wordt de vraag gesteld naar welke mate
deze typologieën toepasbaar blijven voor andere types van vakwerkliggers. In België
worden vaak koker-, IPE- en H-profielen aangewend om vakwerkliggers mee op te
bouwen. Dit onderzoek zal zich dan ook richten op het gebruik van kokerprofielen
in een vakwerkligger. Er wordt onderzocht of de rekenregels die beschikbaar zijn
voor vakwerkliggers opgebouwd uit L-profielen verder gebruikt mogen worden bij
vakwerkliggers opgebouwd uit kokerprofielen.
In het vorige onderzoek wordt de volledige vakwerkligger opgebouwd uit L-
profielen. Op de Belgische markt bestaan enkel de stijlen van de vakwerkligger
uit kokerprofielen, terwijl de boven- en onderregel opgebouwd worden uit IPE- of
H-profielen. Deze maatregel introduceert een zwakke as in de boven- en onderregel
als het gaat over knik, wat niet wenselijk is. Anderzijds vergemakkelijkt een IPE- of
H-profiel als boven- en onderregel de opleg van de gordingen, wat dan ook de reden
is tot het gebruik van IPE- en H-profielen als boven- en onderregels. Deze gordingen
80

Inleiding
Figuur 6.2: Verschillende typen vakwerkliggers gebruikt in industriegebouwen [1,
p. 7]
verkorten op hun beurt de kniklengte van de boven- en onderregel, wat het nadeel
van de zwakke as voor knik teniet doet.
Case Hoogte Lengte H/L Kolom Bovenregel Onderregel Stijlen
[m] [m]
008-01 8 20 licht 0,40 HEA450 HE240A 80x80x8
008-02 10 20 licht 0,50 HEA600 HE240A 80x80x8
008-03 12 20 licht 0,60 HEA700 HE240A 80x80x8
008-04 16 20 licht 0,80 HEA900 HE240A 80x80x8
008-05 8 30 licht 0,27 HEA450 HE320A 100x100x10
008-06 10 30 licht 0,33 HEA550 HE320A 100x100x10
008-07 12 30 licht 0,40 HEA650 HE320A 100x100x10
008-08 16 30 licht 0,53 HEA900 HE320A 100x100x10
008-09 8 40 licht 0,20 HEA400 HE500A 120x120x12
008-010 10 40 licht 0,25 HEA500 HE500A 120x120x12
008-011 12 40 licht 0,30 HEA600 HE500A 120x120x12
008-012 16 40 licht 0,40 HEA800 HE500A 120x120x12
Tabel 6.1: Samenvatting van de cases die onderzocht worden voor typologie 008
81

6. Typologie 008 met kokerprofielen
6.2 Geometrie
De opbouw van de verschillende cases verloopt gelijkend aan het technisch document
„Brandveiligheid van industriehallen” [20, p. 28]. Alle cases hebben dezelfde opbouw
zoals aangegeven in figuur 6.3. Het gebruikte vakwerksysteem is dat van een N-vorm
(zie figuur 6.2 (b)). De afstand tussen de portieken is 15m en de portiek is voorzien
van een dakopstand van 0,5m [3]. De portiekhoogte H wordt gekozen van 8 tot
16m en de overspanning L van 20 tot 40m. De structuur wordt om de 4m in de
derde dimensie tegengehouden door gordingen, waardoor de kniklengte van boven- en
onderregel beperkt wordt. De dakhelling wordt in deze berekeningen gelijk genomen
aan 1, 5 ◦ . De maximale hoogte van de vakwerkligger wordt berekend als 0, 075 × L
met L de lengte van één overspanning. In navolging van het onderzoeksproject RFCS-
CR-2007-00032 [25] wordt er initieel geen imperfectie aan de constructie toegekend.
Zo worden er 12 cases bekomen die verder onderzocht worden. Deze zijn opgesomd
in tabel 6.1. Per case wordt de toestand met inwendige overdruk c pi = +0.2 en de
toestand met inwendige onderdruk c pi = −0.3 berekend [13, p.53].
Figuur 6.3: Schematische voorstelling van de onderzochte portiek
6.3 Brandcurve
De cases worden onderworpen aan een ISO-brandcurve (zie figuur 2.2 op pagina 14).
6.4 Materialen
Voor staal worden volgende thermische eigenschappen in rekening gebracht [15] [14]:
• Convectie-overgangscoëfficiënt aan de blootgestelde zijde α c : 25 [W/m 2 K]
• Convectie-overgangscoëfficiënt aan de beschermde zijde α c : 4 [W/m 2 K]
• Emissiviteit ɛ: 0,70 [−]
• Correctiefactor voor het schaduweffect k sh : 1 [−]
Voor staal worden volgende mechanische eigenschappen in rekening gebracht [14]:
82

Belastingen
• Coëfficiënt van Poisson ν: 0,3 [−]
• Elasticiteitsmodulus E: 210 000 [N/mm 2 ]
• Vloeigrens f y : 235 [N/mm 2 ]
6.5 Belastingen
De belastingen worden hetzelfde verondersteld als in het onderzoek van typologie 002
(zie hoofdstuk 4). Het grote verschil tussen de ingerekende belastingen in hoofdstuk
4 en in dit onderzoek is dat de belastingen hier als puntlasten worden ingegeven op
de verschillende knopen van de vakwerkligger en niet als verdeelde belasting worden
aangebracht. Een vakwerk is een staafmodel, waarbij ieder element geacht wordt
enkel te werken op trek en druk. Daarom worden de belastingen enkel in de knopen
ingegeven zodat de staven niet belast worden met momenten. Op de kolommen van
de portiek, opgebouwd uit HEA-profielen, worden de windlasten wel als verdeelde
belasting aangebracht, net als het eigengewicht van de profielen.
6.6 Combinatiefactoren
De combinaties verlopen gelijk aan de vorige onderzoeken (zie hoofdstuk 4 en
hoofdstuk 5).
6.7 Controle portiek in koude toestand
6.7.1 UGT
De portiek wordt net als de andere onderzoeken gecontroleerd aan de hand van
Powerframe c○Buildsoft. Naast het berekenen van de optredende spanningen en
verplaatsingen onder de opgegeven belasting voert Powerframe ook een weerstanden
knikcontrole uit. Met deze resultaten kunnen de juiste dimensies gekozen worden
voor de verschillende profielen. De profielsecties zijn per case weergegeven in tabel 6.1.
In bijlage B zijn de normaal- en dwarskrachten, optredende momenten, weerstandsen
knikcontrole in koude toestand voor case 008-01 opgenomen.
6.7.2 BGT
De portiek moet eveneens gedimensioneerd worden in bruikbaarheidsgrenstoestand.
Dit wordt eveneens uitgevoerd in Powerframe. Hierbij moeten de horizontale verplaatsing
van de kolommen beperkt blijven tot H/300 met H de hoogte van de
kolom. De verticale doorbuiging van de liggers moet beperkt blijven tot L/200, met
L de lengte van de overspanning [14]. De horizontale verplaatsingen en de verticale
83

6. Typologie 008 met kokerprofielen
verplaatsingen voor case 008-01 zijn opgenomen in bijlage B.
6.8 Controle portiek in warme toestand
6.8.1 UGT
Met alle gegevens kan er nu een input-file opgesteld worden om in het eindige
elementenprogramma SAFIR c○Université de Liège in te geven. Er wordt een preprocessor
opgesteld in Excel die tot doel heeft de uitgebreide geometrie van een vakwerk
aan de hand van de ingestelde parameters om te vormen tot een correcte inputfile
voor SAFIR. Deze preprocessor genereert zo de nodige inputfile voor de mechanische
analyse in SAFIR. In bijlage F is de input-file voor de mechanische analyse van case
008-01 opgenomen. De andere input-files zijn gelijkaardig.
De inputfiles om de thermische analyse van de kokerprofielen uit te voeren
kunnen niet gegenereerd worden met Wizard2007.exe c○Université de Liège. Het
programma Wizard2007 beperkt zich tot de generatie van de inputfiles voor IPE-,
HE- en W-profielen. W-profielen zijn een Amerikaanse standaard. Daarom moet
de inputfile voor de thermische analyse van kokerprofielen zelf aangemaakt worden.
Ook hiervoor wordt een preprocessor aangemaakt, die aan de hand van de opgegeven
breedte, hoogte en flensdikte de inputfile maakt voor rechthoekige kokers. Deze
preprocessor maakt daarbij ook de torsie-inputfile die nodig is voor een 2,5D analyse.
Een voorbeeldcode voor de input-file van kokerprofielen is terug te vinden in bijlage G.
Voor de mechanische analyse is deze input net als in de andere onderzoeken
een 2D-simulatie. SAFIR kent verder de mogelijkheid om de structuur te laten
vervormen uit het vlak. Hiervoor is een 2,5D-simulatie noodzakelijk, waarbij ook de
torsiestijfheid van ieder element nodig is. Deze torsiestijfheid wordt bekomen door de
gekregen output-files te wijzigen volgens de extra manual van SAFIR „how to go to
3D” [22]. Voor de kokerprofielen is dit automatisch geïntegreerd in de preprocessor
voor de aanmaak van de inputfiles voor de thermische analyse.
6.9 Resultaten
De samenvattende resultaten voor de verschillende cases zijn opgenomen in tabel 6.2.
In alle onderzochte cases bezwijkt de portiek naar binnen toe zonder de compartimentsgrenzen
aan te tasten. Het is steeds de vakwerkligger die het eerst laat afweten.
Er doen zich 2 bezwijkvormen voor. Bij de eerste bezwijkvorm knikt de bovenregel
uit in de middenzone van de overspanning onder de optredende drukkracht. Bij de
tweede bezwijkvorm knikt de onderregel uit ter plaatse van het middensteunpunt
ten gevolge van de drukkracht.
84

Resultaten
Case Falend element ∆[m] F [N] Q = q × L [N] m n
008-01 Bovenregel 0,730 105400 146754 0,718 0,008
008-02 Onderregel 0,193 120500 148394 0,812 0,010
008-03 Onderregel 0,189 93600 148394 0,631 0,009
008-04 Onderregel 0,179 69100 150790 0,458 0,009
008-05 Bovenregel 0,279 215900 264616 0,816 0,009
008-06 Bovenregel 0,283 226030 264616 0,854 0,009
008-07 Bovenregel 0,228 223500 264616 0,845 0,008
008-08 Bovenregel 0,273 220200 264616 0,832 0,009
008-09 Bovenregel 0,372 297600 411496 0,723 0,009
008-010 Bovenregel 0,364 248730 411496 0,604 0,009
008-011 Bovenregel 0,374 256300 411496 0,623 0,009
008-012 Bovenregel 0,347 278500 411496 0,677 0,009
Tabel 6.2: Samenvatting van de resultaten bekomen na berekening van de cases
met SAFIR. Een overzicht van alle cases is gegeven in bijlage H
6.9.1 Bespreking van de cases
De bespreking verloopt aan de hand van case 008-01 (zie figuur 6.4). De initiële
toestand introduceert normaalkrachten in de vakwerkligger zoals weergegeven in
figuur 6.5. De bovenregel van de vakwerkligger wordt gedrukt, terwijl de onderregel
onder trek staat. De diagonalen nemen bij de start enkel trek op.
Figuur 6.4: Geometrie van case 008-01
De brandsituatie verhoogt de temperatuur in het linkse compartiment. Hierdoor
zal het vakwerk van het linkse compartiment uitzetten. In figuur 6.6 is de uitwijking
van knoop 21 (zie figuur 6.4) weergegeven. Hierin is de opwarmingsfase met
bijkomende uitzetting van het vakwerk zichtbaar.
Met deze temperatuurstijging vermindert ook de sterkte en stijfheid van de stalen
elementen. Door de verminderde stijfheid zal knoop 35 (zie figuur 6.4) in het midden
van de vakwerkligger naar beneden verplaatsen, wat zichtbaar is in figuur 6.7. Hierbij
85

6. Typologie 008 met kokerprofielen
Figuur 6.5: Case 800-01: normaalkracht N x bij de start
Figuur 6.6: Case 800-01: horizontale verplaatsing van knoop 21
komt de bovenregel onder verhoogde druk te staan en de onderregel onder verhoogde
trek. Ter hoogte van de middenkolom staat de onderregel echter ook onder druk, zoals
weergegeven in figuur 6.9. De sterkte van de stalen elementen neemt af bij verdere
opwarming, waardoor op een gegeven moment een element zal falen. Het element
begint plastisch te vloeien, buigt of knikt uit en de structuur bezwijkt. Er doen zich
2 gevallen voor, ofwel knikt een element in de middenzone van de overspanning in de
bovenregel, ofwel knikt de onderregel ter hoogte van de middenkolom. Steeds is de
optredende drukkracht te groot geworden.
86

Resultaten
Figuur 6.7: Case 800-01: verticale verplaatsing van knoop 35
Op figuur 6.8 is de doorbuiging van de structuur weergegeven na 1905 seconden.
Op dit moment is er nog geen enkel element gefaald. Figuur 6.10 toont de doorbuiging
na 1909 seconden. Op dat moment is de bovenregel in knoop 31 uit het vlak geknikt.
Op figuur 6.10 is te zien hoe amper 4 seconden na figuur 6.8 knoop 31, gelegen op
element 15 en 16, is geknikt en een extra zakking van 105cm in het midden van de
vakwerkligger heeft teweeg gebracht. De continuïteit van de bovenregel is weg nu
element 15 en 16 bezweken zijn, waardoor de initiële krachtswerking (zie figuur 6.9)
niet meer tot stand kan komen. De krachtswerking na het bezwijken van element 15
en 16 wordt weergegeven in figuur 6.11.
De bezwijkvormen gevonden in het RFCS-onderzoek voor vakwerkliggers opgebouwd
uit L-profielen zijn weergegeven in figuur 6.12. Het bezwijken door knik
van de bovenregel wordt niet teruggevonden in de bezwijkvormen van het RFCSonderzoek.
Het uitknikken van de onderregel ter hoogte van het middensteunpunt
komt wel overeen met het RFCS-onderzoek. De 2 resterende bezwijkvormen uit het
RFSC-onderzoek, namelijk het bezwijken van de L-profielen in de diagonalen onder
drukbelasting, komen niet overeen met dit onderzoek.
Nochtans zijn de dubbele L-profielen en de kokerprofielen gelijkaardig wat betreft
brandgedrag. De profielfactor van beide profielen zijn ongeveer gelijk zoals
weergegeven in tabel 6.3. Hierdoor zullen ze even snel opwarmen in een brand en
even snel hun sterkte en stijfheid verliezen. Maar de dubbele L-profielen worden
gekenmerkt door 1 zwakke as waarrond het profiel gemakkelijk kan knikken. Deze
zwakke as bezit een kokerprofiel niet. Hierdoor zullen de kokerprofielen die gebruikt
worden in de diagonalen minder snel bezwijken dan de dubbele L-profielen. De
spanningen kunnen hoger oplopen waarbij andere elementen, zoals de bovenligger
in dit onderzoek, eerst gaat bezwijken. Dit verklaart het verschil in bezwijkvormen
87

6. Typologie 008 met kokerprofielen
Figuur 6.8: Case 800-01: doorbuiging na 1905 seconden
Figuur 6.9: Case 800-01: normaalkracht N x na 1905 seconden
tussen beide onderzoeken.
Naast kokerprofielen worden in België ook H-profielen aangewend om de stijlen
van de vakwerkliggers mee op te bouwen. Ter vergelijking is ook een H-profiel in
tabel 6.3 opgenomen. De profielfactor blijft gelijk aan deze van dubbele L-profielen
en kokerprofielen. De opwarming van het staal zal dus even snel verlopen. Er kan dus
88

Resultaten
Figuur 6.10: Case 800-01: doorbuiging na 1909 seconden
Figuur 6.11: Case 800-01: normaalkracht N x na 1909 seconden
verwacht worden dat vakwerkliggers met H-profielen als stijlen eenzelfde brandgedrag
zullen vertonen als vakwerkliggers met koker- of L-profielen. De bezwijkvormen
zullen meer neigen naar deze van vakwerkliggers met dubbele L-profielen als stijlen,
daar ook H-profielen een zwakke as hebben.
89

6. Typologie 008 met kokerprofielen
Figuur 6.12: Bezwijkvorm uit onderzoek FS+ [20, fig 4-20]
Figuur 6.13: Bepaling van profielfactor P voor koker-, L- en H-profielen [8]
Kokerprofiel L-profiel H-profiel
h [mm] 80 80 100
b [mm] 80 160 100
t w [mm] 8 8 6
t f [mm] 10
Oppervlakte [mm 2 ] 2304 2405 2604
Omtrek [mm] 320 386 400
Profielfactor [m −1 ] 1,389 1,446 1,382
I y [mm 4 ]×10 4 201 259 450
I z [mm 4 ]×10 4 201 139 167
Tabel 6.3: Vergelijking tussen koker-, L- en H-profielen
6.9.2 Rekenregels
In het onderzoeksproject RFCS-CR-2007-00032 [25] zijn reeds rekenregels opgesteld
voor portieken bestaande uit vakwerkliggers opgebouwd met L-profielen. Indien deze
rekenregels ook geldig zouden zijn voor vakwerken opgebouwd met kokerprofielen als
stijlen, wordt de trekkracht F t die uitgeoefend wordt op het naastliggende compartiment
als volgt begroot:
90

Resultaten
F t = c p × N eff × q × L
met:
c p = 1, 45 vakwerk [21, vgl.4 − 4]
N eff = 0, 6 (Vakwerkconstructie en brandcompartiment [21, vgl.4 − 6]
op het einde van de constructie)
q = G k,j + 0, 2Q sneeuw,1 [21, vgl.4 − 7]
L = lengte van de overspanning
Zoals reeds vermeld in de andere 2 onderzoeken is de waarde van de verdeelde
belasting q niet conform de Belgische normering. Toch blijft ze behouden om vergelijkingen
tussen de onderzoeken mogelijk te maken.
In navolging van de andere 2 onderzoeken wordt ook hier een factor m berekend,
wat de verhouding is tussen de optredende trekkracht F t en de opgelegde belasting
Q = q × L. In de rekenregel uit het onderzoeksproject RFCS-CR-2007-00032 [25]
wordt de factor m bekomen als het product van de factor c p en N eff . De factor m
voor vakwerken opgebouwd uit L-profielen is c p × N eff = 1, 45 × 0, 6 = 0, 87.
Voor alle onderzochte cases uit dit onderzoek wordt de factor m berekend door
de optredende trekkracht F t te delen door q × L. Hierbij wordt een maximale
waarde van m = 0, 854 bekomen (zie tabel 6.2) voor een hoogte-lengteverhouding
van maximaal 0,8. Dit komt overeen met de waarde bekomen uit het onderzoeksproject
RFCS-RC-2007-00032 [25]. De vergelijking tussen de kracht bepaald uit
de eenvoudige rekenregels en de numerieke simulatie in SAFIR is weergegeven in
figuur 6.14. De eenvoudige rekenregel ter bepaling van de trekkracht F t blijft dus
geldig in het geval dat de vakwerkliggers zijn opgebouwd met stijlen uit kokerprofielen.
De horizontale verplaatsing wordt begroot via de drukkracht en de laterale stijfheid
van de structuur in het RFCS-onderzoek [25]. Volgens de rekenregels van het
RFCS-onderzoek wordt de verplaatsing voor typologie 008 met een vakwerkligger
opgebouwd uit L-profielen:
91

6. Typologie 008 met kokerprofielen
Figuur 6.14: Trekkracht bepaald via eenvoudige rekenregels (m = 0,87) en via
geavanceerd rekenmodel
δ 1 = K t
K 1
× N × c th × L [21, vgl.4 − 15]
met:
K t = K 1 × K2
= 0, 02K2 2
K 1 + K 2 1, 02K 2
= 0, 83K 2
K 1 = 0, 02K 2 Stijfheid brandend compartiment[20, vgl.4 − 14]
K 2 =
N = 1
Stijfheid koud compartiment
aantal portieken in het brandend compartiment
c th = 0, 009 [21, vgl.4 − 10]
L =
lengte van de overspanning
Er wordt een factor n bepaald als de verhouding tussen de opgelegde verplaatsing
δ 1 en de overspanning L. Voor alle onderzochte cases is de factor n berekend. Deze
is weergegeven in tabel 6.2. De maximale waarde van de factor n in de onderzoeken
bedraagt 0,0097.
Om een vergelijking te kunnen maken met het onderzoeksproject RFCS-CR-2007-
00032 [25] worden de parameters K t , K 1 , N en c th gecombineerd tot de factor n.
Deze factor n is gelijk aan 0,83K 2
0,02K 2
× 1 × 0, 009 = 0, 0075 in het geval van typologie
008. Er is een duidelijke afwijking tussen de factor n uit dit onderzoek en de factor n
uit het RFCS-onderzoek [25]. Dit is ook zichtbaar in figuur 6.15.
92

Besluit
Zoals reeds aangegeven is de profielfactor van L-profielen en kokerprofielen gelijk.
Beide profielen zullen eenzelfde opwarming ondergaan. De L-profielen bezitten een
zwakke knik-as, maar dit heeft niets te maken de horizontale verplaatsing. Er kan
besloten worden, uitgaande van de gelijke profielfactor, dat voor beide portieken
opgebouwd uit vakwerkliggers een dezelfde reductie van de equivalente laterale
stijfheid tijdens brand zal gevonden worden. In het onderzoeksproject RFCS-CR-
2007-00032 [25] is deze begroot als 0,02 keer de laterale stijfheid van de portiek bij
omgevingstemperatuur. De factor c th is in het RFCS-onderzoek constant gehouden
op 0,009 voor vakwerkconstructies, terwijl ze variabel is voor portaalconstructies.
Voor portaalconstructies varieert de factor c th in functie van de dakhelling. Voor vakwerkliggers
in het RFCS-onderzoek is een constante dakhelling van 0 ◦ aangenomen.
In dit onderzoek is een constante dakhelling van 1,5 ◦ gebruikt. De waarde van c th
zal dus ook variëren met de dakhelling voor vakwerkliggers. De waarde van c th voor
een dakhelling van 1,5 ◦ moet dan minstens 0,01164 zijn.
Figuur 6.15: Horizontale verplaatsing bepaald via eenvoudige rekenregels (n =
0.0075) en via geavanceerd rekenmodel
6.10 Besluit
Typologie 008 waarbij vakwerkliggers worden toegepast, worden gebruikt indien
grotere overspanningen nodig zijn. Het TETRA-project 080157 [23] baseert zich
op het onderzoek uitgevoerd door de RFCS [25]. Hierin zijn de vakwerkliggers
opgebouwd uit L-profielen, een opbouw die vooral op de Franse markt voorkomt.
Op de Belgische markt is het couranter om de vakwerkliggers op te bouwen uit IPEen
H-profielen als boven- en onderregel en H- en kokerprofielen toe te passen als stijlen.
93

6. Typologie 008 met kokerprofielen
Het brandgedrag kan beschreven worden zoals het brandgedrag dat gevonden
wordt in het RFCS-onderzoek [25]. De uiteindelijke bezwijkvorm verschilt echter
tussen beide onderzoeken. Bij de opbouw van het vakwerk met kokerprofielen doet
de bezwijkvorm zich voor in de boven- en onderregel ten gevolge van druk. Bij een
opbouw van het vakwerk met dubbele L-profielen bezwijken de stijlen of onderregel
van het vakwerk ter hoogte van het middensteunpunt ten gevolge van druk. De
profielfactor van beide profielen zijn gelijk en een gelijkaardige opwarming bij brand
kan verwacht worden. Het grote verschil zit hem echter in de zwakke as van dubbele
L-profielen. Deze knik-as zal snel worden aangesproken en zo het falen van de stijlen
ter plaatse van het middensteunpunt met zich meebrengen. Dit komt niet voor bij
kokerprofielen, waardoor de spanningen hoger oplopen en er elders een zwakste punt
wordt gevonden.
Deze vergelijking maakt ook duidelijk dat vakwerkliggers met H-profielen als
stijlen een zelfde brandgedrag zullen vertonen als vakwerkliggers met L- of kokerprofielen
als stijlen. De profielfactor voor H-profielen is gelijk aan deze van kokerprofielen
en dubbele L-profielen met eenzelfde doorsnedegrootte. Bij H-profielen is er ook
een zwakke as voorhanden en wordt er dus verwacht dat ze de bezwijkvormen van
vakwerkliggers opgebouwd uit dubbele L-profielen zal volgen.
De rekenregels voor het bepalen van de trekkracht uit het RFCS-onderzoek
[25] blijven geldig. De rekenregels ter bepaling van de horizontale verplaatsing
moeten licht gewijzigd worden. De oorzaak bestaat erin dat dit onderzoek uitgevoerd
werd met een dakhelling van 1,5 ◦ terwijl in het RFCS-onderzoek geen dakhelling
werd beschouwd. Hierdoor moet de waarde c th die afhankelijk is van de dakhelling
gewijzigd worden van 0,009 naar minstens 0,01164 voor een dakhelling van 1,5 ◦ opdat
de verplaatsingen berekend via eenvoudige rekenregels groter zouden zijn dan de
verplaatsingen via numerieke analyse.
94

Hoofdstuk 7
Besluit
Deze thesis had tot doel het bestaande TETRA-project 080157 [23] uit te breiden met
bijkomend onderzoek. Voor verschillende typologieën uit het TETRA-project waren
nog geen geavanceerde berekeningen doorgevoerd. Deze geavanceerde rekenmodellen
zijn nodig om het brandgedrag van de typologie te bestuderen en hieruit rekenregels
af te leiden of de bestaande rekenregels te valideren.
In deze thesis werden geavanceerde berekeningen uitgevoerd voor 2 typologieën
uit het TETRA-project, namelijk typologie 002 en typologie 008. In een eerste
onderzoek werd de hoogte-lengteverhouding van de portiek verhoogd van 0,4 tot 0,8
voor typologie 002. De bestaande hoogte-lengteverhouding van 0,4 die afgeleid is
uit het onderzoeksproject RFCS-CR-2007-00032 [25] dekt onvoldoende de huidige
bouwpraktijk in de industriebouw.
In een tweede onderzoek werd de invloed onderzocht van het gebruik van dunwandig
koudgevormde profielen bij typologie 002. De eigenschappen van dergelijke
profielen wijken sterk af van de eigenschappen van warmgewalst staal. Door de grote
verschillen met warmgewalst staal is een nieuw TETRA-project opgericht, waarin ook
een luik brandveiligheid is toegevoegd. In samenhang met het TETRA-project 090163
wordt het brandgedrag van typologie 002, opgebouwd uit dunwandige koudgevormde
profielen, geanalyseerd.
Het derde onderzoek spitst zich toe op portieken opgebouwd met vakwerkliggers.
In het RFCS-project RFS2-CR-2007-00032 [25], waarop het TETRA-project zich
baseert voor typologie 008, zijn de vakwerkliggers opgebouwd uit L-profielen. Dit
wijkt af van de vakwerkopbouw op de Belgische markt. Hier worden vakwerkliggers
opgebouwd uit IPE-, H- en kokerprofielen. Er werden in dit onderzoek geavanceerde
rekenmodellen opgebouwd met H- of IPE-profielen als boven- en onderregel en met
kokerprofielen als stijlen.
95

7. Besluit
7.0.1 Typologie 002 met hoogte-lengteverhouding ≤ 0.8
In hoofdstuk 4 werd typologie 002 verder onderzocht. De bestaande randvoorwaarden
rond de hoogte-lengteverhouding, namelijk H/L-verhouding ≤ 0.4, is te beperkt voor
de bouwpraktijk. Het onderzoek verloopt analoog aan een onderzoek uitgevoerd
door de Université de Liège [3] voor typologie 003, typologie 004 en typologie 005.
Naast de hoogte-lengteverhouding werden ook 2 daktypes in beschouwing genomen,
namelijk een licht daktype (steeldeck) en een zwaar daktype (predallen). In het
RFCS-project [25] werd enkel een lichte dakconstructie in rekening gebracht. De
dakhelling werd constant gehouden op 3 ◦ .
Uit het onderzoek blijkt dat het brandgedrag van de portiek niet wijzigt bij het
verhogen van de hoogte-lengteverhouding. Eerst wordt een thermische uitzetting
waargenomen, die drukkrachten op het naastliggend compartiment introduceert en
een horizontale verplaatsing naar buiten teweeg brengt. Nadat door de verhitting
de sterkte en stijfheid van de verschillende profielen is afgenomen, is het steeds de
ligger van de portiek die het snelst bezwijkt. Hierbij gaat ze doorhangen als een
ketting aan de buiten- en middenkolom. Er komt een trekkracht op beide kolommen
te staan, waarbij de buitenkolom naar binnen toe bezwijkt. Het naastliggende
koude compartiment kan steeds de optredende trekkracht opnemen waardoor er geen
voortschrijdende instortingen worden waargenomen. De verschillende bouwelementen
waaruit de typologie is opgebouwd, kunnen van het structurele element type II
blijven, zoals reeds werd aangenomen in het TETRA-project voor typologie 002 tot
hoogte-lengteverhouding 0,4.
Verder is onderzocht wat de grenswaarde is van de hoogte-lengteverhouding
voor deze typologie. Hieruit blijkt dat ook de 4 uitgewerkte cases met een hoogtelengteverhouding
van 0,9 geen voortschrijdende instorting veroorzaken. Er wordt
wel waargenomen dat de optredende verplaatsingen en krachten vanaf deze hoogtelengteverhouding
groter worden dan bij een hoogte-lengteverhouding van 0,8. Omdat
grote hoogte-lengteverhoudingen niet economisch verantwoord zijn, werden er geen
bijkomende cases uitgewerkt en kunnen er geen algemene besluiten worden getrokken
voor deze grote hoogte-lengteverhoudingen.
De bestaande rekenregels waren beperkt tot een hoogte-lengteverhouding tot
0,4. Volgens deze rekenregels veroorzaakt typologie 002 met een dakhelling van 3 ◦
volgende verplaatsingen en krachten [25]:
δ 1 = 0, 010 × L
F t = 0, 586 × Q = 0, 586 × q × L
In dit onderzoek, met een uitbreiding van de hoogte-lengteverhouding tot 0,8 en
met zowel lichte als zware dakconstructies, werden de rekenregels:
96

δ 1 = 0, 01504 × L
F t = 0, 617 × Q = 0, 617 × q × L
De bestaande rekenregels, afkomstig uit het RFCS-onderzoek [25], moeten dus
aangepast worden om geldig te zijn voor typologie 002 met een hoogte-lengteverhouding
tot 0,8. In de parameters van de bestaande rekenregels wordt een variabele dakhelling
beschouwd, maar in deze thesis werd de dakhelling constant gehouden. Om de afzonderlijke
parameters van de bestaande rekenregels te kunnen aanpassen, moet er
bijkomend onderzoek uitgevoerd worden met verschillende dakhellingen.
7.0.2 Typologie 002 met dunwandig koudgevormde profielen
In hoofdstuk 5 werd Typologie 002 verder onder de loep genomen. In de initiële
opbouw van de typologie 002 werd de structuur opgebouwd uit H- en IPE- profielen.
In de bouwpraktijk worden industriële constructies ook opgebouwd uit dunwandige
koudgevormde profielen. Omdat de rekenmethode en eigenschappen van deze dunwandig
koudgevormde profielen sterk afwijkt van warmgewalste profielen is het
TETRA-project "Koudgevormde dunwandige profielen"[24] in het leven geroepen.
Het doel van dit TETRA-project is om kennis en inzicht te verschaffen in de moeilijke
materie van dunwandig koudgevormde profielen. In dit TETRA-project is ook een
luik omtrent brandveiligheid van dunwandig koudgevormde profielen toegevoegd.
In dit onderzoek werd een voorbeeld uit de praktijk gevolgd, namelijk het
Astrigma-type van Frisomat [4], welke onder de definities van Typologie 002 valt.
Het Astrigma-type bestaat uit 2 naast elkaar liggende compartimenten en heeft een
dakhelling van 10 ◦ . Het onderzoek verliep net als het onderzoek uit hoofdstuk 4. Bij
dit onderzoek werd ook de invloed van de hoogte-lengteverhouding onderzocht.
Het brandgedrag wijkt sterk af van deze van warmgewalste profielen. Dunwandig
koudgevormde profielen behoren tot een doorsnede klasse IV waarbij de structuur
eerder lokaal zal plooien dan de vloeigrens bereikt wordt. Tijdens een brandsituatie
blijven deze profielen dan ook constant vervormen, wat een herverdeling van de
krachten en spanningen in de profielen met zich meebrengt. Hierdoor wordt een
minimaal spanningsverloop bekomen die zorgt voor een langere brandweerstand dan
via hun profielfactor zou afgeleid worden.
Er worden geen voortschrijdende instortingen waargenomen, waardoor alle bouwelement
van het structurele type II kunnen zijn. Dit stemt overeen met de resultaten
bekomen voor typologie 002 opgebouwd uit warmgewalste profielen.
De bestaande rekenregels zijn gebaseerd op de resultaten verkregen met warmgewalste
profielen uit het RFCS-onderzoek [25]. Indien deze worden toegepast op dit
97

7. Besluit
onderzoek worden volgende waarden bekomen [25]:
δ 1 = 0, 014 × L
F = 0, 55 × Q = m × q × L
Bij de opbouw van de typologie uit dunwandig koudgevormde profielen werd in
dit onderzoek volgende waarden gevonden:
δ 1 = 0, 0152 × L
F = 0, 265 × Q = m × q × L
Voor de berekening van de trekkracht zijn de huidige rekenregels geldig, maar
te conservatief. De verplaatsingen zijn echter te laag ingeschat met de huidige
rekenregels. Om de afzonderlijke parameters van de bestaande rekenregels van het
RFCS-onderzoek te kunnen aanpassen, zijn ook voor dit onderzoek bijkomende cases
nodig die de invloed van de dakhelling op de bekomen resultaten nagaan.
7.0.3 Typologie 008 met vakwerkliggers opgebouwd uit
kokerprofielen
Een laatste onderzoek werd beschreven in hoofdstuk 6. Deze typologie waarbij het
dak wordt gedragen door vakwerkliggers, wordt vaak gebruikt indien men grotere
overspanningen nodig heeft. In het RFCS-onderzoek [25] worden de vakwerkliggers
opgebouwd uit L-profielen. Dit is echter niet altijd zo, vaak worden vakwerkliggers
ook opgebouwd uit kokerprofielen of H-profielen.
In deze thesis werd de vakwerkligger beschouwd als zijnde opgebouwd met H-
profielen als boven- en onderregel en met kokerprofielen als stijlen. Er werd een
dakhelling van 1,5 ◦ aangenomen in combinatie met lichte dakconstructies.
Het brandgedrag komt overeen met de resultaten uit het RFCS-onderzoek [25].
De uiteindelijke bezwijkvorm wijkt wel af. In het RFCS-onderzoek zijn er 2 bezwijkvormen
waarbij de stijlen uitknikken. Dit komt niet voor in het onderzoek van deze
thesis. Aangezien de profielfactor van beide profielen gelijk is, kan een gelijkaardige
opwarming bij brand verwacht worden. Bij L-profielen is echter een zwakke knik-as
aanwezig die niet voorkomt bij kokerprofielen.
Hieruit kon ook afgeleid worden dat vakwerkliggers opgebouwd uit H-profielen, een
gelijkaardig brandgedrag zullen vertonen. De profielfactor van dubbele L-profielen,
kokerprofielen en H-profielen met gelijke oppervlakte is dezelfde, waardoor dezelfde
opwarming bij brand zal plaatsvinden. De H-profielen bezitten ook een zwakke as,
98

waardoor de uiteindelijke bezwijkvorm eerder bij die van dubbele L-profielen zal liggen.
Volgende rekenregels werden bekomen voor typologie 008, waarbij de vakwerkliggers
zijn opgebouwd uit L-profielen [25]:
δ 1 = 0, 0075 × L
F = 0, 87 × Q = m × q × L
Uit de resultaten van dit onderzoek voor vakwerkliggers opgebouwd uit kokerprofielen
konden volgende rekenregels worden afgeleid:
δ 1 = 0, 0097 × L
F = 0, 854 × Q = m × q × L
Hierbij moest enkel de rekenregel voor het begroten van de horizontale verplaatsing
herzien worden. In het RFCS-onderzoek werden geen dakhellingen in beschouwing
genomen en wordt de parameter c th die afhankelijk is van de dakhelling constant
gehouden. Het zal dus voldoende zijn deze term aan te passen na onderzoek van
verschillende dakhellingen. Voor een dakhelling van 1,5 ◦ moet volgens het onderzoek
van deze thesis de term c th gewijzigd worden van 0,009 naar minstens 0,01164.
7.0.4 SAFIR
In dit onderzoek is veelvuldig gebruik gemaakt van het eindige elementenprogramma
SAFIR c○Université de Liège. Het pakket verschilt grondig van de beschikbare
commerciële pakketten die een grafische interface hebben voor de invoer van het
model. Om analyses te kunnen uitvoeren moeten er input-files aangemaakt worden
via een text-editor. SAFIR is daarom voor een nieuwe gebruiker niet eenvoudig.
Kennis van alle in te voeren parameters in de input-files is nodig om de analyses
tot een goed einde te brengen. Anderzijds zorgen deze in te voeren parameters
van de input-files ervoor dat nieuwe materialen of materiaaleigenschappen relatief
gemakkelijk kunnen worden aangemaakt.
Voor de aanmaak van verschillende input-files is het aangewezen over te gaan
naar een preprocessor opgebouwd in bijvoorbeeld Excel. Voor de 3 onderzoeken
in deze thesis is dergelijke preprocessor opgebouwd. Het opbouwen van dergelijke
preprocessor is veel werk, maar het loont de moeite eenmaal verschillende soortgelijke
structuren doorgerekend moeten worden. Dergelijke preprocessor zorgt dan voor de
automatische opbouw van de input-file uitgaande van de ingevoerde parameters.
Er moeten steeds 2 analyses worden uitgevoerd in SAFIR, namelijk een thermische
analyse van de profielen en een mechanische analyse van de structuur. Best
99

7. Besluit
worden de thermische analyses van de verschillende profielen in een aparte map
gehouden, waarnaar verwezen wordt in de mechanische analyse. Zo kan een profielenbibliotheek
opgebouwd worden die bruikbaar is voor alle onderzoeken. Indien een
profielenbibliotheek aanwezig is kan ook snel gewisseld worden van profiel bij een
mechanische analyse, zoniet moet steeds eerst de nieuwe profielsectie aangemaakt en
berekend worden. Jammer is dat de analyse voor de torsiestijfheid van de profielen
niet standaard in ingebed in de thermische analyse. Dit zou het vele werk voor het
manueel aanpassen van de input en output-files van de thermische analyse besparen.
Eenmaal de inputfiles doorgerekend zijn kunnen ze ingelezen worden in Diamond
c○Université de Liège. Met deze grafische interface kunnen de resultaten bekeken
worden. Dit programma is broodnodig voor de verwerking van de resultaten.
SAFIR is dus een aangewezen programma om een parameteronderzoek mee uit
te voeren. Eenmaal een preprocessor is opgesteld om de input-files te genereren, zal
de invoer van de verschillende cases sneller verlopen dan bij een grafisch commercieel
pakket. De combinatie van thermische en mechanische analyse kan hierbij veel inzicht
verschaffen in het structureel gedrag van de structuur onder brandbelasting.
100

Bijlagen
101

Bijlage A
Berekening input voor typologie
002 case 1
Algemene gegevens
Portiekafstand
6m
Dakopstand 0,5m
Dakhelling
0 ◦
Convectie-overgangscoëfficiënt aan de blootgestelde zijde 25 W/m 2 K
Convectie-overgangscoëfficiënt aan de beschermde zijde 4 W/m 2 K
Emissiviteit 0,70
Coëfficiënt van Poisson 0,3
Elasticiteitsmodulus 210 000 N/mm 2
Elastische vloeigrens f y 235 N/mm 2
Gekozen randvoorwaarden bij case 1
Overspanning per portiek
10m
Hoogte
5m
Type dakconstructie
lichte dakconstructie
Kolom HEA 300
Ligger IPE 330
Initiële scheefstand tan(0.005) × 5m = 0.025m
Profiel hoogte [mm] breedte [mm] t w [mm] t f [mm] r [mm] A [mm 2 ]
HEA 300 290 300 8,5 14 27 11253
IPE 330 330 160 7,5 11,5 18 6261
A.0.5
Belasting
Eigengewicht
Het eigengewicht bestaat uit de dakconstructie en de stalen profielen. Voor staal
nemen we het soortelijk gewicht gelijk aan 7850kg/m 2 . Het eigengewicht van de
103

A. Berekening input voor typologie 002 case 1
Figuur A.1: Schematische voorstelling van de portiek voor case 1
stalen profielen bedraagt:
P kolom,staal =
P ligger,staal =
A × ρ × g = 11253 · 10 −6 × 7850 × 10 = 883, 3N/m
A × ρ × g = 6261 · 10 −6 × 7850 × 10 = 491, 0N/m
De belasting vanwege de dakconstructie wordt bepaald voor een portiekafstand van
6m:
P dakconstructie = 300N/m 2
P ligger,dakconstructie =
6 × 300N/m 2 = 1800N/m
Windbelasting
De windbelasting wordt bepaald aan de hand van Eurocode 1: Deel 1-4 [13].
Aangezien de gemiddelde winddruk w afhankelijk is van verschillende windparameters
wordt het document [3] gevolgd. De gemiddelde winddruk w = 630N/m 2 . met voor
Figuur A.2: Schematische voorstelling van de windfactoren D, E, G, H en I voor
typologie 002
104

case 1:
a = 1m
b = 5m
c = 14m
In figuur A.2 worden de verschillende windfactoren geplaatst op de portiek. De waarde
van de windfactoren zijn weergegeven in tabel 4.2 en tabel 4.3 op pagina 43. De assen
zijn zo gekozen dat de X-richting positief is van brandend naar koud compartiment,
de Z-richting positief gericht opwaarts en de Y-richting hier orthogonaal op wordt
geplaatst. De winddruk w worden verkregen voor de verschillende winddrukzones:
In geval van overdruk (c pi = 0, 20)
w zoneD = q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (0, 70 − 0, 20) = 315N/m 2
w zoneE = q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (−0, 30 − 0, 20) = −315N/m 2
w zoneG = q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (−0, 80 − 0, 20) = −600N/m 2
w zoneH = q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (−0, 70 − 0, 20) = −567N/m 2
w zoneI = q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (0, 20 − 0, 20) = 0N/m 2
= q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (−0, 20 − 0, 20) = −252N/m 2
w dakopstand = q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (2, 00) = 1260N/m 2
In geval van onderdruk (c pi = −0, 30)
w zoneD = q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (0, 70 + 0, 30) = 630N/m 2
w zoneE = q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (−0, 30 + 0, 30) = 0N/m 2
w zoneG = q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (−0, 80 + 0, 30) = −315N/m 2
w zoneH = q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (−0, 70 + 0, 30) = −252N/m 2
w zoneI = q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (0, 20 + 0, 30) = 315N/m 2
= q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (−0, 20 + 0, 30) = 63N/m 2
w dakopstand = q ref × c e (z) × (c pe − c pi ) = 630N/m 2 × (2, 00) = 1260N/m 2
Andere belastingen
De sneeuwbelasting en de onderhoudslast moeten enkel meegenomen worden in de
berekening van de koude toestand. In geval van brand wordt de combinatiefactor
voor deze belastingen ψ 2 = 0 (tabel 3.2 op pagina 24). De sneeuwbelasting wordt
berekend volgens formule (4.4), de onderhoudslast volgens formule (4.3).
A.0.6
Combinaties
Het voorbeeld wordt verder uitgewerkt met overdruk (c pi = 0.3) en de winddrukfactor
voor zone I = +0.2. De portiek wordt ingedeeld in de vijf voorkomende winddrukzones
(D, E, G, H en I) en een zesde zone namelijk dakopstand (zie figuur A.2). Voor deze 6
105

A. Berekening input voor typologie 002 case 1
zones wordt de totale belasting berekend met de overeenkomstige combinatiefactoren
(zie tabel 3.1 en tabel 3.2).
Koude toestand
De koude toestand wordt enkel berekend om een controle te doen van de gekozen
portiek en zijn staalsecties.
UGT
∑
γ G,j G k,j + γ p P + γ Q,1 Q k,1 + ∑ γ Q,i ψ 0,i Q k,i
j≥1 j≥1
X-richting
Zone D 1, 5 × 0.6 × 6m × 315N/m 2 = 1701, 0N/m
Zone E 1, 5 × 0.6 × 6m × −315N/m 2 = −1701, 0N/m
Zone Opstand 1, 5 × 0.6 × 6m × 1260N/m 2 = 6804, 0N/m
Z-richting
Zone D 1, 35 × −883, 3N/m = −1192, 51N/m
Zone E 1, 35 × −883, 3N/m = −1192, 51N/m
Zone Opstand 1, 35 × −883, 3N/m = −1192, 51N/m
Zone G 1, 35 × (6m × −300N/m 2 − 491, 0N/m)
+ 1, 5 × 6m × (−200N/m 2 +
(0.6 × 630N/m 2 + 0.5 × −533N/m 2 )) = −3890, 9N/m
Zone H 1, 35 × (6m × −300N/m 2 − 491, 0N/m)
+ 1, 5 × 6m × (−200N/m 2 +
(0.6 × 567N/m 2 + 0.5 × −533N/m 2 )) = −4231N/m
Zone I 1, 35 × (6m × −300N/m 2 − 491, 0N/m)
+ 1, 5 × 6m × (−200N/m 2
+ (0.6 × 0N/m 2 + 0.5 × −533N/m 2 )) = −7292, 9N/m
106

BGT
Z-richting
Zone G
Zone H
Zone I
∑
G k,j + P + Q k,1 + ∑ ψ 0,i Q k,i
j≥1 j≥1
(6m × −300N/m 2 − 533N, 0N/m)
+ 6m × (−200N/m 2 + (0.6 × 630N/m 2 + 0.5 × −533N/m 2 )) = −2823, 0N/m
(6m × −300N/m 2 − 491, 0N/m)
+ 6m × (−200N/m 2 + (0.6 × 567N/m 2 + 0.5 × −533N/m 2 )) = −3049, 8N/m
(6m × −300N/m 2 − 491, 0N/m)
+ 6m × (−200N/m 2 + (0.6 × 0N/m 2 + 0.5 × −533N/m 2 )) = −5091, 0N/m
Warme toestand
UGT
∑
G k,j + P + A d + ψ 1,1 Q k,1 + ∑ ψ 2,i Q k,i
j≥1
X-richting
Zone D 0, 2 × 6m × 315N/m 2 = 378, 0N/m
Zone E 0, 2 × 6m × −315N/m 2 = −378, 0N/m
Zone Opstand 0, 2 × 6m × 1260N/m 2 = 1512, 0N/m
Z-richting
Zone D
= −883, 3N/m
Zone E
= −883, 3N/m
Zone Opstand
= −883, 3N/m
Zone G (6m × −300N/m 2 − 491, 4N/m)
+ 0.2 × 6m × 630N/m 2 = −1535, 0N/m
Zone H (6m × −300N/m 2 − 491, 4N/m)
+ 0.2 × 6m × 567N/m 2 = −1610, 6N/m
Zone I (6m × −300N/m 2 − 491, 4N/m)
+ 0, 2 × 6m × 0N/m 2 = −2291, 0N/m
A.0.7
Controle in koude toestand
Met de berekende belastingen kan de portiek gecontroleerd worden of ze voldoet in
koude toestand. Hiervoor wordt de structuur ingegeven in Powerframe c○Buildsoft.
De bekomen resultaten worden weergegeven in figuur A.3 tot A.8
107

A. Berekening input voor typologie 002 case 1
Figuur A.3: Normaalkracht N x UGT
Figuur A.4: Moment M y UGT
108

Figuur A.5: Verticale verplaatsing d y BGT
Figuur A.6: Horizontale verplaatsing d x BGT
109

A. Berekening input voor typologie 002 case 1
Figuur A.7: Knikcontrole UGT
Figuur A.8: Weerstandscontrole UGT
110

Controle portiek in warme toestand
Met de berekende belastingen in uiterste grenstoestand bij accidentele belasting kan
de input-file voor SAFIR opgesteld worden. De input-file voor deze uitgewerkte case
is gegeven in bijlage D.
De input-files voor de profielen zijn afkomstig uit het programma Wizard 2007
c○1997-2007 University of Liège. Dit programma genereert input-files die gebruikt
kunnen worden in SAFIR voor courante warmgewalste profielen zoals IPE, HEA,
HEB en HEM. Deze input-files werden aangepast volgens de extra manual van SAFIR
„how to go to 3D” [22] zodat ook torsie van de profielen in rekening wordt gebracht.
111

Bijlage B
Powerframe-resultaten voor
typologie 008 case 1
De controle van de structuur in koude toestand wordt uitgevoerd met Powerframe
c○Buildsoft. De structuur is ingegeven zoals weergegeven in figuur B.1. De structuur
wordt om de 4m tegengehouden in de richting loodrecht op de portiek.
Figuur B.1: De gebruikte geometrie in Powerframe
De resultaten van de berekening in Powerframe zijn weergegeven van figuur B.2
tot B.7.
113

B. Powerframe-resultaten voor typologie 008 case 1
Figuur B.2: Normaalkracht N x UGT
Figuur B.3: Moment M y UGT
114

Figuur B.4: Verticale verplaatsing d y BGT
Figuur B.5: Horizontale verplaatsing d x BGT
115

B. Powerframe-resultaten voor typologie 008 case 1
Figuur B.6: Knikcontrole UGT
Figuur B.7: Weerstandscontrole UGT
116

Bijlage C
Controle van het gebruikte
model
Het onderzoek naar typologie 002 was reeds uitgevoerd tot hoogte-lengteverhouding
≤ 0.4. Ter controle van ons model wordt de voorbeeldstructuur (zie figuur C.1)
nogmaals uitgerekend, ditmaal met het door ons gebruikte SAFIR-model. De
belastingen die optreden op deze structuur komen uit het technisch document
„Brandveiligheid van Industriehallen” [20, 4.1.1]. In principe zou hetzelfde resultaat
moeten bekomen worden.
Figuur C.1: Voorbeeldstructuur [20, 4.1.1]
De berekening in koude toestand wordt gecontroleerd in Powerframe c○Buildsoft.
Er kan besloten worden dat de opgegeven profielsecties bij de voorbeeldstructuur
voldoen. Er is zoals reeds aangegeven in hoofdstuk 4.7 ook rekening gehouden met
de gordingen die dwarse stijfheid bieden aan de structuur.
De analyse in het technisch document „Brandveiligheid van Industriehallen” [20,
4.1.1] eindigt na ongeveer 1200 seconden, net als deze analyse in SAFIR. Er worden
verschillende grafieken weergegeven die de verplaatsingen en krachten in de structuur
weergeven. In figuren C.7 tot C.14 zijn de grafieken uit het technisch document
„Brandveiligheid van Industriehallen” [20, 4.1.1] vergeleken met de verkregen figuren
uit deze berekening met SAFIR. Het mag duidelijk zijn de verkregen waarden
overeen komen met de waarden uit het technisch document „Brandveiligheid van
Industriehallen” [20, 4.1.1].
117

C. Controle van het gebruikte model
Figuur C.2: Powerframe model van de voorbeeldstructuur
Figuur C.3: Optredende normaalkracht N x in UGT
Figuur C.4: Optredende momenten M y in UGT
118

Figuur C.5: Weerstandscontrole van de profielen
Figuur C.6: Knikcontrole van de profielen
119

C. Controle van het gebruikte model
Figuur C.7: Voorbeeldstructuur ingegeven in SAFIR
Figuur C.8: De verplaatsingen van knoop a tot d worden gecontroleerd. De
horizontale trekkracht op knoop c wordt gecontroleerd (figuren uit [20, 4.1.1])
Figuur C.9: Horizontale verplaatsing van knoop a. Links de figuur uit [20, 4.1.1]
120

Figuur C.10: Verticale verplaatsing van knoop b. Links de figuur uit [20, 4.1.1]
Figuur C.11: Horizontale verplaatsing van knoop c. Links de figuur uit [20, 4.1.1]
Figuur C.12: Verplaatsing van knoop d uit het vlak van de. Links de figuur uit
[20, 4.1.1]
121

C. Controle van het gebruikte model
Figuur C.13: Horizontale trekkracht uitgeoefend op knoop c. Links de figuur uit
[20, 4.1.1]
Figuur C.14: De totale verplaatsing van de structuur. Links de figuur uit [20,
4.1.1]
122

Ten slotte zijn er de rekenregels die bruikbaar zijn voor hoogte-lengteverhouding ≤
0.4. In onderstaande berekening wordt via deze rekenregels de horizontale verplaatsing
δ 1 en δ 2 en de horizontale trekkracht F begroot.
Gegevens:
Hoogte H = 5m
Lengte L = 20m
q = 4700N/m
Kolom IPE 450 I = 3.37E − 4m 4
Ligger IPE 500 I = 4.82E − 4m 4
Faalmode:
Inwendig [21, 3.2.2]
Trekkracht:
Laterale verplaatsing:
c p = 1.17 [21, vgl. 3-3]
n eff = 0.5 [21, vgl. 3-5]
F = c p × n eff × q × L [21, vgl. 3-8]
1.17 × 0.5 × 4700N/m × 20m
= 54990N
c th = 0.011 [21, vgl. 3-9]
α = 0.327 [21, vgl. 3-13]
k = 1011.06 [21, vgl. 3-13]
K 1 = 0.065 × k [21, vgl. 3-14]
= 65.71
K 2 = k [21, vgl. 3-12]
= 1011.06
K t = K 1 × K 2
K 1 + K 2
[21, vgl. 3-15]
= 61.71
δ 1 = K t
K 1
c th × n × L [21, vgl. 3-15]
= 0.207m
δ 2 = K t
K 2
c th × n × L [21, vgl. 3-15]
= 0.013m
Er wordt een maximale trekkracht F begroot van 54990 N, wat waarneembaar
is op figuur C.13. De laterale verplaatsing δ 1 in het punt a bedraagt 0.207m. Deze
123

C. Controle van het gebruikte model
verplaatsing is ook zichtbaar op figuur C.9. De laterale verplaatsing δ 2 van het punt
c bedraagt 0.013m, wat overeenkomt met figuur C.11.
124

125

D. Inputfile Safir Typologie 002
Bijlage D
Inputfile Safir Typologie 002
Typologie 002
Overspanning 10, hoogte 5, portiekafstand 6, dakhelling 3% en staalkwaliteit S235
Daktype licht, inwendige overdruk
NNODE 71
NDIM 3
NDOFMAX 7
FROM 1 TO 37 STEP 2 NDDL 7
FROM 2 TO 36 STEP 2 NDDL 1
FROM 38 TO 64 STEP 2 NDDL 7
FROM 39 TO 63 STEP 2 NDDL 1
FROM 65 TO 67 STEP 2 NDDL 7
FROM 66 TO 66 STEP 1 NDDL 1
FROM 68 TO 70 STEP 2 NDDL 7
FROM 69 TO 69 STEP 1 NDDL 1
FROM 71 TO 71 STEP 1 NDDL 0
END_NDOF
DYNAMIC PURE_NR
NLOAD 1
OBLIQUE 0
COMEBACK 0.001
LARGEUR11 2000
LARGEUR12 100
RENUM
NMAT 1
ELEMENTS
BEAM 33 4
NG 2
NFIBER 124
END_ELEM
NODES
NODE 1 0 0 0
GNODE 11 0.025 0 5 1
GNODE 19 5.025 0 5.15 1
GNODE 27 10.025 0 5 1
GNODE 37 10.025 0 0 1
NODE 38 10.025 0 5
GNODE 46 15.025 0 5.15 1
GNODE 54 20.025 0 5 1
GNODE 64 20.025 0 0 1
NODE 65 0.025 0 5
NODE 66 0.025 0 5.25
NODE 67 0.025 0 5.5
NODE 68 20.025 0 5
NODE 69 20.025 0 5.25
NODE 70 20.025 0 5.5
NODE 71 1 0 0
126

FIXATIONS
BLOCK 1 F0 F0 F0 NO NO F0 F0
BLOCK 37 F0 F0 F0 NO NO F0 F0
BLOCK 64 F0 F0 F0 NO NO F0 F0
BLOCK 5 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 11 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 15 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 19 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 23 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 27 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 42 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 46 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 50 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 54 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 60 NO F0 NO NO NO NO NO
SAME 38 27 YES YES YES YES YES YES YES
SAME 65 11 YES YES YES YES YES YES YES
SAME 68 54 YES YES YES YES YES YES YES
END_FIX
NODOFBEAM
..\PROFIELEN\HE300A.tem
TRANSLATE 1 1
END_TRANS
..\PROFIELEN\IPE330.tem
TRANSLATE 1 1
END_TRANS
..\PROFIELEN\HE300A_c.tem
TRANSLATE 1 1
END_TRANS
..\PROFIELEN\IPE330_c.tem
TRANSLATE 1 1
END_TRANS
ELEM 1 1 2 3 71 1
GELEM 5 9 10 11 71 1 2
ELEM 6 11 12 13 71 2
GELEM 13 25 26 27 71 2 2
ELEM 14 27 28 29 71 3
GELEM 18 35 36 37 71 3 2
ELEM 19 38 39 40 71 4
GELEM 26 52 53 54 71 4 2
ELEM 27 54 55 56 71 3
GELEM 31 62 63 64 71 3 2
ELEM 32 65 66 67 71 3
ELEM 33 68 69 70 71 3
PRECISION
1.E-3
LOADS
FUNCTION
FLOAD
DISTRBEAM 1 302.4 0 -355.2
GDISTRBEAM 5 302.4 0 -355.2 1
DISTRBEAM 6 0 0 -1459.4
DISTRBEAM 7 0 0 -1535
GDISTRBEAM 13 0 0 -1535 1
DISTRBEAM 14 0 0 -355.2
GDISTRBEAM 18 0 0 -355.2 1
DISTRBEAM 19 0 0 -2115.4
GDISTRBEAM 26 0 0 -2115.4 1
DISTRBEAM 27 453.6 0 -355.2
GDISTRBEAM 31 453.6 0 -355.2 1
DISTRBEAM 32 1512 0 -355.2
GDISTRBEAM 33 1512 0 -355.2 1
END_LOAD
127

D. Inputfile Safir Typologie 002
MASS
M_BEAM 6 14594 100.23
M_BEAM 7 15350 100.23
GM_BEAM 13 15350 100.23 1
M_BEAM 19 22154 100.23
GM_BEAM 26 22154 100.23 1
M_BEAM 1 3552 27.51
GM_BEAM 5 3552 27.51 1
M_BEAM 14 3552 27.51
GM_BEAM 18 3552 27.51 1
M_BEAM 27 3552 27.51
GM_BEAM 31 3552 27.51 1
M_BEAM 32 3552 27.51
GM_BEAM 33 3552 27.51 1
END_MASS
MATERIALS
STEELEC3
210.E9 0.3 235.E6 1200 0
TIME
1 3600 10
END_TIME
LARGEDISPL
EPSTH
IMPRESSION
TIMEPRINT
0 3600
END_TIMEPR
PRINTMN
PRINTREACT
PRNSIGMABM 15 2
De derde term bij M_BEAM en GM_BEAM is de rotationele inertie van het profiel
[2, Hoofdstuk 23]. Deze term is nodig als er gerekend wordt in 2,5D of 3D. Ze wordt
berekend als ∑
ρ × Ip,i (D.1)
met
I p,i =I y,i + I z,i + y 2 i × A i + z 2 i × A i
ρ i =Volumieke massa van het materiaal i
128

Bijlage E
Inputfile USER_STEEL
Voor het definiëren van gewijzigde reductiefactor moet men in SAFIR het materiaaltype
USER_STEEL aanmaken. Deze tekstfile dient mee in de map van de input-file
van de te onderzoeken structuur staan. Volgende parameters dienen opgegeven te
worden.
• T = Temperatuur
• kE(T) = reductiefactor voor de helling van het elastisch gebied
• kfy(T) = reductiefactor voor de effectieve vloeigrens
• kfp(T) = reductiefactor voor de proportionele limiet
• EPSth(T) = reductiefactor voor de thermische uitzetting
Onderstaande tekstfile is gebruikt in dit onderzoek. Belangrijk is dat de tekstfile
moet beginnen met een lege regel.
Number_of_T: 14
T KE Kfy Kfp EPSth
0. 1. 1. 1. -1.
20. 1. 1. 1. -1.
100. 1. 1. 1. -1.
200. 0.9 0.89 0.807 -1.
300. 0.8 0.78 0.613 -1.
400. 0.7 0.65 0.42 -1.
500. 0.6 0.53 0.36 -1.
600. 0.31 0.3 0.18 -1.
700. 0.13 0.13 0.075 -1.
800. 0.09 0.07 0.05 -1.
900. 0.0675 0.05 0.0375 -1.
1000. 0.045 0.03 0.025 -1.
1100. 0.0225 0.02 0.0125 -1.
1200. 0. 0. 0. -1.
129

Bijlage F
Inputfile Safir Typologie 008
Typologie 008
Overspanning 20, hoogte 8, portiekafstand 15, dakhelling 1.5 en staalkwaliteit 235
Daktype licht, inwendige overdruk
NNODE 237
NDIM 3
NDOFMAX 7
FROM 1 TO 69 STEP 2 NDDL 7
FROM 2 TO 68 STEP 2 NDDL 1
FROM 70 TO 118 STEP 2 NDDL 7
FROM 71 TO 117 STEP 2 NDDL 1
FROM 119 TO 121 STEP 2 NDDL 7
FROM 120 TO 120 STEP 1 NDDL 1
FROM 122 TO 124 STEP 2 NDDL 7
FROM 123 TO 123 STEP 1 NDDL 1
FROM 125 TO 181 STEP 2 NDDL 7
FROM 126 TO 180 STEP 2 NDDL 1
FROM 182 TO 236 STEP 1 NDDL 1
FROM 237 TO 237 STEP 1 NDDL 0
END_NDOF
DYNAMIC PURE_NR
NLOAD 1
OBLIQUE 0
COMEBACK 0.0010
LARGEUR11 2000
LARGEUR12 100
RENUM
NMAT 1
ELEMENTS
BEAM 142 8
NG 2
NFIBER 124
END_ELEM
NODES
NODE 1 0 0 0
GNODE 19 0 0 6.76 1
GNODE 21 0 0 8 1
GNODE 35 10 0 8.26
GNODE 49 20 0 8 1
GNODE 51 20 0 6.76 1
GNODE 69 20 0 0 1
NODE 70 20 0 8
GNODE 84 30 0 8.26 1
GNODE 98 40 0 8 1
131

F. Inputfile Safir Typologie 008
GNODE 100 40 0 6.76 1
GNODE 118 40 0 0 1
NODE 119 0 0 8
NODE 120 0 0 8.25
NODE 121 0 0 8.5
NODE 122 40 0 8
NODE 123 40 0 8.25
NODE 124 40 0 8.5
NODE 125 0 0 6.76 1
GNODE 181 40 0 6.76 1
NODE 182 0.71 0 7.38 1
GNODE 195 10 0 7.51 1
GNODE 209 20 0 7.38 1
GNODE 223 30 0 7.51 1
GNODE 236 39.46 0 7.38 1
NODE 237 1 0 0
FIXATIONS
BLOCK 1 F0 F0 F0 NO NO F0 F0
BLOCK 69 F0 F0 F0 NO NO F0 F0
BLOCK 118 F0 F0 F0 NO NO F0 F0
BLOCK 11 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 21 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 25 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 29 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 33 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 37 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 41 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 45 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 49 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 59 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 74 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 78 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 82 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 86 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 90 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 94 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 98 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 108 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 19 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 129 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 133 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 137 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 141 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 145 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 149 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 51 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 157 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 161 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 165 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 169 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 173 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 177 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 100 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 35 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 139 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 84 NO F0 NO NO NO NO NO
BLOCK 167 NO F0 NO NO NO NO NO
SAME 70 49 YES YES YES YES YES YES YES
SAME 119 21 YES YES YES YES YES YES YES
SAME 122 98 YES YES YES YES YES YES YES
SAME 125 19 YES YES YES YES YES YES YES
SAME 153 51 YES YES YES YES YES YES YES
SAME 181 100 YES YES YES YES YES YES YES
END_FIX
132

NODOFBEAM
..\PROFIELEN\HE450A_3.tem
TRANSLATE 1 1
END_TRANS
..\PROFIELEN\HE240A.tem
TRANSLATE 1 1
END_TRANS
..\PROFIELEN\HE260A.tem
TRANSLATE 1 1
END_TRANS
..\PROFIELEN\80x80x8.tem
TRANSLATE 1 1
END_TRANS
..\PROFIELEN\HE450A_c.tem
TRANSLATE 1 1
END_TRANS
..\PROFIELEN\HE240A_c.tem
TRANSLATE 1 1
END_TRANS
..\PROFIELEN\HE260A_c.tem
TRANSLATE 1 1
END_TRANS
..\PROFIELEN\80x80x8_c.tem
TRANSLATE 1 1
END_TRANS
ELEM 1 1 2 3 237 1
GELEM 10 19 20 21 237 1 2
ELEM 11 21 22 23 237 2
GELEM 24 47 48 49 237 2 2
ELEM 25 49 50 51 237 5
GELEM 34 67 68 69 237 5 2
ELEM 35 70 71 72 237 6
GELEM 48 96 97 98 237 6 2
ELEM 49 98 99 100 237 5
GELEM 58 116 117 118 237 5 2
ELEM 59 119 120 121 237 5
ELEM 60 122 123 124 237 5
ELEM 61 125 126 127 237 3
GELEM 74 151 152 153 237 3 2
ELEM 75 153 154 155 237 7
GELEM 88 179 180 181 237 7 2
ELEM 89 21 182 127 237 4
ELEM 90 23 184 129 237 4
GELEM 95 33 194 139 237 4 2
ELEM 96 139 196 37 237 4
GELEM 101 149 206 47 237 4 2
ELEM 102 151 208 49 237 4
ELEM 103 70 210 155 237 8
ELEM 104 72 212 157 237 8
GELEM 109 82 222 167 237 8 2
ELEM 110 167 224 86 237 8
GELEM 115 177 234 96 237 8 2
ELEM 116 179 236 98 237 8
ELEM 117 23 183 127 237 4
GELEM 129 47 207 151 237 4 2
ELEM 130 72 210 155 237 8
GELEM 142 96 234 179 237 8 2
133

F. Inputfile Safir Typologie 008
PRECISION 1.E-3
LOADS
FUNCTION FLOAD
NODELOAD 21 0 0 -2058.86 0 0 0
NODELOAD 49 0 0 -3510.11 0 0 0
NODELOAD 70 0 0 -3510.11 0 0 0
NODELOAD 98 0 0 -3510.11 0 0 0
NODELOAD 23 0 0 -4117.73 0 0 0
NODELOAD 25 0 0 -4590.23 0 0 0
NODELOAD 27 0 0 -4590.23 0 0 0
NODELOAD 29 0 0 -4590.23 0 0 0
NODELOAD 31 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 33 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 35 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 37 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 39 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 41 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 43 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 45 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 47 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 72 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 74 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 76 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 78 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 80 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 82 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 84 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 86 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 88 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 90 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 92 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 94 0 0 -7020.23 0 0 0
NODELOAD 96 0 0 -7020.23 0 0 0
DISTRBEAM 1 756 0 -883.3
GDISTRBEAM 10 756 0 -883.3 1
DISTRBEAM 11 0 0 -603.2
GDISTRBEAM 24 0 0 -603.2 1
DISTRBEAM 25 0 0 -883.3
GDISTRBEAM 34 0 0 -883.3 1
DISTRBEAM 35 0 0 -603.2
GDISTRBEAM 48 0 0 -603.2 1
DISTRBEAM 49 1134 0 -883.3
GDISTRBEAM 58 1134 0 -883.3 1
DISTRBEAM 59 3780 0 -883.3
GDISTRBEAM 60 3780 0 -883.3 1
DISTRBEAM 61 0 0 -681.5
GDISTRBEAM 88 0 0 -681.5 1
DISTRBEAM 89 0 0 -180.9
DISTRBEAM 90 0 0 -180.9
GDISTRBEAM 101 0 0 -180.9 1
DISTRBEAM 102 0 0 -180.9
DISTRBEAM 103 0 0 -180.9
DISTRBEAM 104 0 0 -180.9
GDISTRBEAM 115 0 0 -180.9 1
DISTRBEAM 116 0 0 -180.9
DISTRBEAM 117 0 0 -180.9
GDISTRBEAM 142 0 0 -180.9 1
END_LOAD
134

MASS
M_BEAM 11 2882.4 84.34
M_BEAM 12 3213.2 84.34
GM_BEAM 24 3213.2 84.34 1
M_BEAM 35 4914.2 84.34
GM_BEAM 48 4914.2 84.34 1
M_BEAM 1 883.3 196.72
GM_BEAM 10 883.3 196.72 1
M_BEAM 25 883.3 196.72
GM_BEAM 34 883.3 196.72 1
M_BEAM 49 883.3 196.72
GM_BEAM 58 883.3 196.72 1
M_BEAM 59 883.3 196.72
GM_BEAM 60 883.3 196.72 1
M_BEAM 61 603.2 84.34
GM_BEAM 88 603.2 84.34 1
M_BEAM 89 180.9 3.22
GM_BEAM 101 180.9 3.22 1
M_BEAM 102 180.9 3.22
M_BEAM 103 180.9 3.22
M_BEAM 104 180.9 3.22
GM_BEAM 115 180.9 3.22 1
M_BEAM 116 180.9 3.22
M_BEAM 117 180.9 3.22
GM_BEAM 142 180.9 3.22 1
END_MASS
MATERIALS
STEELEC3
210.E9 0.3 235.E6 1200 0
TIME
1 3600 10
END_TIME
LARGEDISPL
EPSTH
IMPRESSION
TIMEPRINT
0 3600
END
_TIMEPR
PRINTMN
PRINTREACT
De derde term bij M_BEAM en GM_BEAM is de rotationele inertie van het profiel
[2, Hoofdstuk 23]. Deze term is nodig als er gerekend wordt in 2,5D of 3D. Ze wordt
berekend als ∑
ρ × Ip,i (F.1)
met
I p,i =I y,i + I z,i + y 2 i × A i + z 2 i × A i
ρ i =Volumieke massa van het materiaal i
135

Bijlage G
Inputfile Safir Kokerprofiel
80x80x8
4 zijden verhit
NNODE 108
NDIM 2
NDOFMAX 1
EVERY_NODE 1
END_NDOF
TEMPERAT
TETA 0.9
TINITIAL 20
MAKE.TEM
NORENUM
80x80x8.tem
NMAT 1
ELEMENTS
SOLID 72
NG 2
NVOID 1
FRTIERVOID 28
END_ELEM
NODES
NODE 1 0 0
GNODE 3 0 0.01 1
GNODE 10 0 0.07 1
GNODE 12 0 0.08 1
REPEAT 12 0 0 2
NODE 37 0.02 0.08
GNODE 43 0.07 0.08 1
GNODE 45 0.08 0.08 1
REPEAT 9 0 0 2
NODE 64 0.08 0.06
GNODE 70 0.08 0.01 1
GNODE 72 0.08 0 1
NODE 73 0.08 0.06
GNODE 79 0.08 0.01 1
GNODE 81 0.08 0 1
NODE 82 0.07 0.06
GNODE 88 0.07 0.01 1
GNODE 90 0.07 0 1
NODE 91 0.06 0
GNODE 96 0.02 0 1
REPEAT 6 0 0 2
NODELINE 0.04 0.04
YC_ZC 0.04 0.04
137

G. Inputfile Safir Kokerprofiel
138
FIXATIONS
END_FIX
NODOFSOLID
ELEM 1 1 2 14 13 1 0
GELEM 11 11 12 24 23 1 0 1
REPEAT 11 12 1
ELEM 23 35 36 37 46 1 0
ELEM 24 46 37 38 47 1 0
GELEM 31 53 44 45 54 1 0 1
ELEM 32 34 35 46 55 1 0
ELEM 33 55 46 47 56 1 0
GELEM 40 62 53 54 63 1 0 1
ELEM 41 73 62 63 64 1 0
ELEM 42 74 73 64 65 1 0
GELEM 49 81 80 71 72 1 0 1
ELEM 50 82 61 62 73 1 0
ELEM 51 83 82 73 74 1 0
GELEM 58 90 89 70 81 1 0 1
ELEM 59 91 97 89 90 1 0
ELEM 60 92 98 97 91 1 0
GELEM 64 96 102 101 95 1 0 1
ELEM 65 25 26 102 96 1 0
ELEM 66 97 103 88 89 1 0
ELEM 67 98 104 103 97 1 0
GELEM 71 102 108 107 101 1 0 1
ELEM 72 26 27 108 102 1 0
FRONTIER
F 1 FISO NO NO FISO
F 2 FISO NO NO NO
GF 10 FISO NO NO NO 1
F 11 FISO FISO NO NO
F 12 NO NO NO FISO
F 22 NO FISO NO NO
GF 31 NO FISO FISO NO 1
F 40 NO NO FISO NO
GF 48 NO NO FISO NO 1
F 49 NO NO FISO FISO
F 58 NO NO NO FISO
GF 65 NO NO NO FISO 1
END_FRONT
VOID
ELEM 14 3
GELEM 20 3 1
ELEM 32 4
GELEM 38 4 1
ELEM 50 1
GELEM 56 1 1
ELEM 66 2
GELEM 72 2 1
END_VOID
SYMMETRY
END_SYM
PRECISION 0
MATERIALS
STEELEC2
25 4 0.7
TIME
12 3600
END_TIME
IMPRESSION
TIMEPRINT
60 3600
END_TIMEPR

Figuur G.1: Knoopnummering van een kokerprofiel
Figuur G.2: Elementnummering van een kokerprofiel
139

Bijlage H
Overzicht van de cases
In de volgende 3 tabellen zijn alle gegevens weergegeven van de verschillende onderzochte
cases. Dit zowel voor het geval van inwendige onderdruk als overdruk.
• Overzichtstabel 1 figuur H.1 en figuur H.1: Onderzoek naar typologie 002
met hoogte-lengteverhouding tot 0,8. Zie hoofdstuk 4
• Overzichtstabel 2 figuur H.3: Onderzoek naar typologie 002 met dunwandig
koudgevormde profielen. Zie hoofdstuk 5
• Overzichtstabel 3 figuur H.4: Onderzoek naar typologie 008 met een vakwerk
opgebouwd uit H- en kokerprofielen. Zie hoofdstuk 6
141

H. Overzicht van de cases
Figuur H.1: Overzichtstabel 1: Typologie 002 tot hoogte-lengteverhouding van 0,8
142

Figuur H.2: Overzichtstabel 1: Typologie 002 tot hoogte-lengteverhouding van 0,8
143

H. Overzicht van de cases
Figuur H.3: Overzichtstabel 2: Typologie 002 met dunwandig koudgevormde
profielen
144

Figuur H.4: Overzichtstabel 3: Typologie 008 met een vakwerk opgebouwd uit H-
en kokerprofielen
145

Bibliografie
[1] Euro build in Steel. Voorbeelden in staalbouw - Hallenbouw. Research Fund for
Coal & Steel, 2008.
[2] Jean-Marc Franssen. User’s manual for safir 2007a, a computer program for
analysis of structures subjected to fire. Université de Liège, 2008.
[3] Jean-Marc Franssen, Aloïs Bruls, and Jean-Baptiste Lansival. Comportement
au feu des façades des bâtiments industriels. ULG, 2008.
[4] Frisomat. Astrigma. http://www.frisomat.com/Media/be/nl/frisomat%
20industriebouw%20-%20astrigma.pdf, 25-05-2010.
[5] KB 07 juli 1994. Basisnormen brandpreventie. Belgisch staatsblad, 1994.
[6] KB 15 juli 2009. Annex 6 voor industriële gebouwen. Belgisch staatsblad, 2009.
[7] KB 19 december 1997. Basisnormen brandpreventie. Belgisch staatsblad, 1997.
[8] Bouwen met staal. http://www.brandveiligmetstaal.nl/upload/Image/
Kantoren-Draagconstructies/profielen.gif, 18-08-2010.
[9] NBN EN 1990. Eurocode 1: Grondslag voor ontwerp en belasting op constructies
- Deel 1: Grondslag voor ontwerp. Belgisch instituut voor normalisatie, 2002.
[10] NBN EN 1991-1-1. Eurocode 1: Belastingen op constructies - Deel 1-1: Algemene
belastingen - Volumieke gewichten, eigen gewicht, opgelegde belastingen voor
gebouwen. Belgisch instituut voor normalisatie, 2002.
[11] NBN EN 1991-1-2. Eurocode 1: Belastingen op constructies - Deel 1-2: Algemene
belastingen - Belasting bij brand. Belgisch instituut voor normalisatie, 2003.
[12] NBN EN 1991-1-3. Eurocode 1: Belastingen op constructies - Deel 1-3: Algemene
belastingen - Sneeuwbelasting. Belgisch instituut voor normalisatie, 2003.
[13] NBN EN 1991-1-4. Eurocode 1: Belastingen op constructies - Deel 1-4: Algemene
belastingen - Windbelasting. Belgisch instituut voor normalisatie, 2005.
[14] NBN EN 1993-1-1. Eurocode 3: Ontwerp en berekening van staalconstructies
- Deel 1-1: Algemene regels en regels voor gebouwen. Belgisch instituut voor
normalisatie, 2005.
147

Bibliografie
[15] NBN EN 1993-1-2. Eurocode 3: Ontwerp en berekening van staalconstructies
- Deel 1-2: Algemene regels - brandbeveiligd ontwerp. Belgisch instituut voor
normalisatie, 2005.
[16] NBN EN 1993-1-3. Eurocode 3: Ontwerp van stalen draagsystemen - Deel 1-3:
Algemene regels - Aanvullende regels voor koudgevormde dunwandige profielen
en platen. Belgisch instituut voor normalisatie, 2007.
[17] Rockwool Belgium N.V. Vuistregels brandbeiligheid volgens belgische reglementeringen,
2009.
[18] Norman Pounds. The medieval city. Greenwood Press, Verenigde Staten, 2005.
[19] Lincy Pyl, Luc Schueremans, Jean-Marc Franssens, and Yves Martin. Cursus
Brandveilig Constructief Ontwerp: Structurele elementen type I - II. De Nayer,
2009.
[20] RFS2-SR-2007-00032. Fire Safety of Industrial Hall: Background Document.
Research Fund for Coal and Steel, 2007.
[21] RFS2-SR-2007-00032. Fire Safety of Industrial Hall: Design Guide. Research
Fund for Coal and Steel, 2007.
[22] SAFIR Manual 3D. How to go to 3d. http://www.argenco.ulg.ac.be/
logiciels/SAFIR/download/how%20to%20go%20to%203D.pdf, 21-03-2010.
[23] TETRA-project 080157. Technisch rapport TR3 MP0.5 - M15. 2009.
[24] TETRA-project 090163. Projectvoorstel TETRA-project 090163. 2009.
[25] O. Vassart, M. Brasseur, L. G. Cajot, R. Obiala, A. Griffin, Y. Spasov, C. Renaud,
B. Zhao, C. Arce, and J. De La Quintana. Fire Safety of industrial halls and
low-rise buildings. Research Fund for Coal & Steel, 2007.
[26] Wet 1979. Preventie tegen brand en ontploffing en de verplichte burgerlijke
aansprakelijkheidsverzekering. Belgisch staatsblad, 1979.
148