1.

Zalety i wady konstrukcji stalowych. Sposoby walki z wadami.

Zalety: duża wytrzymałość na rozciąganie, ściskanie i ścinanie, materiał izotropowy, względnie lekki
(tzn.

ρ⋅

g/f

d

= 0,365e-3

⋅

1/m jest mniejsze niż w innych materiałach)

Wady: mała odporność na korozję atmosferyczną (powłoki malarskie i metaliczne - ocynkowanie),
mała ognioodporność (okładziny ogniochronne – beton >5cm, wełna mineralna), reologia – zmiana
właściwości fizycznych, chemicznych i technologicznych
2.

Cechy wspólne metali. Uproszczony model wiązań atomowych.

regularna struktura krystaliczna, duża plastyczność, dobre przewodnictwo elektryczne i cieplne,
połysk. Wiązanie metaliczne: na powłoce walencyjnej znajduje się 1 lub 2 elektrony.
3.

Miejsca pobierania próbek z wyrobów walcowanych.

4.

Grupy wyrobów walcowanych

6 grup: 1-Pręty (dowożone w odcinkach prostych) np. płaskownik, pręty płaskie lub żebrowane. 2-
Walcówka (dostarczane w kręgach). 3-Kształtowniki kątowniki, ceowniki, dwuteowniki, zetowniki,
szyny kolejowe, dźwigowe, kształtowniki okien. 4-Bednarka. 5-Rury bez szwów (d<=508 mm). 6-
Blachy – cienkie (g=0,2÷2,8mm walcowane na zimno – 400°C), średnie (g=3,0÷4,5mm), grube
(g=5,0÷140mm). Blachy walcuje się dwukierunkowo

izotropowe, blachy uniwersalne – walcowane

1-kierunkowo, szerokość arkuszy do 700mm

duża anizotropowość. Blachy żeberkowe

zwiększona wytrzymałość. Wszystkie blachy: w kierunku grubości najmniejsza wytrzymałość i
ciągliwość. (środek ścinania s – pkt, przez który musi przejść wypadkowa sił poprzecznych, żeby
wystąpiło tylko zginanie pręta)
5.

Opis produkcji wyrobów walcowanych

Kształtowniki na gorąco walcowane wykonuje się z ogrzanych do odpowiedniej temperatury kęsów.
Następnie przechodzi to wszystko przez walcarkę, która składa się z kilku klatek, w których są 2 pary
walców o osiach V iH. Walce proste i bruzdowe. Musi być 15÷30 przejść.
6.

Kształty próbek na rozciąganie

l

0

– baza pomiarowa = n

⋅

d

0

, n=5 lub 10

próbki 5- lub 10-krotne.

7.

Wykres rozciągania P–

∆

l i

σ

–

ε

próbek z pojedynczego metalu (Fe lub Al)

8.

Proces krzepnięcia stopu

Komórka elementarna- najmniejszy element, który łączy ze sobą atomy danego pierwiastka. Tworzą
się ziarna (metal o budowie polikrystalicznej – dążenie do uzyskania największych ziaren krystal.). Z
każdego ośrodka siatka narasta w innym kierunku. w przestrzeniach międzyziarnowych zbierają się
zanieczyszczenia innymi pierwiastkami

duża wytrzymałość, mała ciągliwość, wewnątrz ziaren jest

odwrotnie. Im mniejsza średnica ziaren, tym większa ciągliwość. Dodatek glinu b. zwiększa
ciągliwość.
9.

Podstawowe siatki sześcienne kryształu

10.

Różnice pomiędzy związkiem chemicznym, mieszaniną i roztworem

Mieszanina – pierwiastki stopowe nie oddziałują ze sobą, związek chemiczny – pierw. stopowe łączą
się w cząsteczki

proporcje składników stałe, roztwór – procentowy udział składników mieści się w

pewnym przedziale.
11.

Wykres

równowagi

energetycznej

roztworu

dwuskładnikowego

o

ograniczonej

rozpuszczalności w stanie stałym

Eutektyka – stop o oznaczonych proporcjach, który przechodzi ze stanu stałego w ciekły w określonej
temperaturze.
12.

Warunki powstawania stopu przesyconego. Starzenie naturalne

Stop, który został szybko ochłodzony, przy przejściu przez temperaturę T

1

pierwiastka B nie zdąży się

dokonać dyfuzja, nadmiar osadza się na granicach ziaren (tzw. starzenie stopu, bo pierwiastek
stopowy wydziela się ze struktury stopu). Proces starzenia trwa do kilku lat. Przez podgrzanie można
go skrócić do 1÷2 godzin.
13.

Wykres równowagi energetycznej Fe–C

14.

Proces obróbki cieplnej stali. Wyżarzanie i hartowanie

Hartowanie – ogrzewa się o 30÷50° powyżej linii A

3

przez pewien czas, struktura

α

przebudowuje się

w

γ

w całej objętości materiału; potem szybko oziębia się element (zanurzenie w wodzie). W ten

sposób uzyskujemy przesycenie węglem, który umieszcza się w strukturze i ją zaburza. V wzrasta o
ok. 2%. W wyniku tego procesu powstaje martenzyt – twardy i wytrzymały, ale kruchy.

Odpuszczanie – ogrzewa się materiał poniżej temperatury T

1

, a następnie wychładza (b. powoli). Ten

proces zwiększa twardość i wytrzymałość, ale również plastyczność (w porównaniu do hartowanej).
Hartowanie + odpuszczanie

stal ulepszona cieplnie.

Wyżarzanie odprężające (do b. odpowiedzialnych konstrukcji spawanych) pomaga pozbyć się
naprężeń własnych (ich największe wartości są po spawaniu). Nagrzać do temp. 600° – następuje
wtedy relaksacja naprężeń. Naprężenia wykonują pracę i znikają.
Wyżarzanie rekrystalizujące: w wyniku zgniotu materiału uzyskuje się dużą wytrzymałość w kierunku
poziomym i minimalną w kierunku prostopadłym. Materiał zgnieciony należy poddać wyżarzaniu
rekryst. przez podgrzanie do temperatury T

rekr

= 0,4T

topnienia stali

, T

topn

=1500° dla stali używanej w

budownictwie.
15.

Przykład wykresu naprężeń własnych. Warunki równowagi tych naprężeń w przekroju
elementu

∫

A

σ

w

dA = 0 i ∫

A

σ

w

⋅

ydA = 0.

16.

Cel badania twardości stali. Metody badań

Twardość jest jedną z charakterystycznych właściwości mechanicznych (wytrzymałościowych) metali.
Przez pomiar twardości możliwe jest określenie wytrzymałości stali na rozciąganie i oszacowanie
zawartości węgla w stalach węglowych. Metoda Brinella: HB=P/A, P-siła wciskająca ciało badawcze,
A powierzchnia c. badawczego. D=10, 5, 2.5mm. HB=2P/(

π

D(D–(D

2

-d

2

))

0,5

) [N/mm

2

]. Metoda

Rockwella – wciskanie stożka Chmielewskiego, HR. Metoda Vickersa – polega na wciskaniu
piramidki diamentowej o kącie między ścianami

α

=136°, HV=P/A.

17.

Temperatura rekrystalizacji

T

rekr

= 0,4T

topnienia stali

, T

topn

=1500° dla stali używanej w budownictwie.

18.

Podział stali węglowej na grupy

niskowęglowa (C

≤

0,25%), średniowęglowa (0,25

≤

C

≤

0,6%), wysokowęglowa (0,6

≤

C

≤

1,6%)

19.

Oznaczenia stali węglowej ogólnego przeznaczenia zwykłej i wyższej jakości

St 0…7 – oznaczenie właściwości wytrzym. Im większa wartość, tym większa wytrzymałość i
zawartość węgla. W konstrukcjach dominuje St 3. Odmiany: St 3S 0,22%C, 1,10% Mn, St 3V 0,2%C,
1,20% Mn, St 3W 0,17%C, 1,30%Mn. Wraz z przejściem od S do W maleje zawartość węgla i
składników psujących jakość stali: siarki i fosforu. X – stal nieuspokojona (w zimie przy obciążeniach
dynamicznych – pęka), Y – półuspokojona.
Stal niskowęglowa konstrukcyjna wyższej jakości posiada: niższą zawartość C (mniej wytrzymała),
dużą jednorodność, czystość, nie ma dużego rozrzutu. Symbole stali wyższej jakości: St 08 (X, Y)
0,08%C, St 10 0,10%C, St 15 0,15%C
20.

Oznaczenia stali niskostopowej

Stale stopowe w ogóle: symbole: np. 18G2 – 18

 0,18%C, G – pierwiastek stopowy poza węglem, 2

– procentowa zawartość pierwiastka stopowego. G–hutniczy symbol manganu (Mn), H–chromu (Cr),
N–niklu (Ni), M–molibdenu (Mo), B–boru (Bo). A–stal posiada lepsze własności plastyczne, jest b.
ciągliwa, uzyskuje się ją przez rozdrobnienie ziarna. V–wanad (pierwiastek mikrostopowy) występuje
w ilości 0,1%, polepsza właściwości mechaniczne.
Stal niskostopowa: *trudno rdzewiejąca: 10H (0,1%C, pierw. stopowy – chrom), 10HA, 10HAV,
10HNAP (P–fosfor). *stale o specjalnym przeznaczeniu (do produkcji rur): R35, R45, R (R nie ma
gwarantowanych własności mechanicznych).
21.

Opis procesu hutniczego stali

Ruda– minerały, z których otrzymuje się żelazo (magnetyt, hematyt, limonit, syderyt). Wsad- ruda,
koks, topniki. W wyniku procesu wielkopiecowego z wsadu powstaje surówka (2,5÷4,5%C i

≤

7%

innych domieszek – nie można jej kuć, ani walcować – słabe własności plastyczne). Stal otrzymuje się
w procesie świeżenia (utleniania) surówki w konwertorach lub piecach elektrycznych; polega na
usunięciu nadmiaru węgla i domieszek krzemu, siarki, fosforu, manganu za pomocą środków silnie
utleniających. W końcowym okresie wytapiania i po wylaniu do kadzi przeprowadza się proces
odtleniania (uspokajania) – płynna stal zawiera pozostałości tlenku żelaza FeO, który musi być
usunięty. Osiąga się to przez dodanie odtleniaczy (mangan, krzem, glin, krzemionka). Powstają tlenki
nierozpuszczalne, które wypływają na powierzchnię i łączą się z żużlem (z wypalonego węgla).
Krzepnięcie odbywa się we wlewnicach – powstają pęcherze (można zawalcować), jama usadowa i
ż

użel – 2 ostatnie odciąć i złomować.

22.

Wykres umowny i rzeczywisty rozciągania

σσσσ

–

εεεε

dla stali miękkiej

Wykres umowny – siłę odnosimy do pola pierwotnego przekroju poprzecznego próbki.
23.

Interpretacja odcinka wzmocnienia wykresu rozciągania próbki stalowej

24.

Ustalenie wytrzymałości obliczeniowej f

d

na podstawie wykresu rozciągania

f

d

= f

yk

/

γ

s

, f

yk

= R

e min

,

γ

s

= 1,15÷1,25.

25.

Zależność granicy plastyczności stali od grubości wyrobu. Interpretacja tego zjawiska

Stal niestopowa, np. St3: t

≤

16mm

R

e min

=235MPa, 16

≤

t

≤

40

225, 40

≤

t

≤

100

215.

Stal niskostopowa, np. 18G2: t

≤

16mm

R

e min

=355MPa, 16

≤

t

≤

30

345, 30

≤

t

≤

50

420.

26.

Wpływ karbu na zmianę wykresu rozciągania próbki ze stali miękkiej

27.

Sposoby redukcji ostrości karbu w miejscu zmiany przekroju elementu rozciąganego

element się ukosuje w celu usunięcia ostrych karbów (rys.).
28.

Zależność granicy plastyczności od temperatury

Wszystkie najważniejsze parametry (E, A) maleją ze wzrostem temperatury. R

eT

/R

e

– granica

plastyczności w temperaturze T, (R

eT

/R

e

)1 = exp[B(1/(t+273) – 1/273)], (dla St3 B

≈

140), (R

eT

/R

e

)2 =

1,022 – 0,197

⋅

10

-3

T – 1,59

⋅

10

-6

T

2

,

29.

Cel przeprowadzania badań udarności. Kształty próbek

Udarność odporność na pękanie pod wpływem uderzenia

odporność na działanie obciążeń

dynamicznych. Kształty próbek: Mesnager, ISO-Charpy U, ISO-Charpy V, szerokości b=10, 7.5 lub
5mm.
30.

Krzywa seryjna udarności. Ustalenie odmiany plastyczności

Krzywa udarności przesuwa się w prawo pod wpływem nieuspokojenia stali, np. St3SX, gdy stal
doznała zgniotu na zimno, np. ceowniki gięte na zimno. Odmiana plastyczności: A, B, C, D, E. Praca
łamania Kv=27J, jeśli uzyskamy tę pracę w temp. 20°C

B, 0°
C, -20°
D, -40°
E. Najgorsza

jest A – wtedy, gdy nic o stali nie wiemy. Jeden gatunek stali może mieć kilka odmian plastyczności.
Gdy stal jest krucha, potrzeba małej pracy łamania, im niższa temperatura, tym mniejszej.
31.

Próba zmęczeniowa. Schemat obciążenia. Charakterystyka cyklu zmęczeniowego

32.

Kształt i opis krzywej zmęczeniowej stali

33.

Hipoteza Palmgrena–Minera

34.

Przekrój krytyczny konstrukcji. Liczba tych przekrojów w zależności od hiperstatyczności
ustroju

Przekrój krytyczny – miejsce, w którym jest największe prawdopodobieństwo zniszczenia elementu
kiedy obciążenie będzie rosło proporcjonalnie do jednego z parametrów. Liczba przekrojów
krytycznych = stopień stat. niewyznaczalności + 1
35.

Nośność elementu konstrukcyjnego. Różnica między normowym i fizycznym stanem
granicznym

Element pracuje dopóki we włóknach skrajnych nie pojawi się naprężenie większe od dopuszczalnego.
Po osiągnięciu granicy plastyczności następuje zniszczenie fizyczne wskutek odkształceń większych
od dopuszczalnych. Norma nakazuje stosować współczynniki bezpieczeństwa. f

d

= f

yk

/

γ

s

, f

yk

= R

e min

,

γ

s

= 1,15÷1,25.

36.

Normowe kombinacje obciążeń w poszczególnych stanach granicznych

Kombinacje obc. ustala się w zależności od rozpatr. stanu granicznego wg PN-76/B-03001, w wyniku
analizy możliwych wariantów jednoczesnego działania różnych obciążeń. Obciążenia powinny być tak
dobrane, aby dawały najbardziej niekorzystny efekt w rozpatrywanym stanie granicznym.
W stanach granicznych nośności: kombinacja podstawowa składa się z obciążeń stałych oraz
zmiennych uszeregowanych wg ich znaczenia –

Σγ

fi

⋅

G

ki

+

ΣΨ

0i

⋅γ

fi

⋅

Q

ki

 obc. stałe i zmienne,

Ψ

0

–

współczynnik jednoczesności; kombinacja wyjątkowa –

Σγ

fi

⋅

G

ki

+ 0,8

Σγ

fi

⋅

Q

ki

+ F

a

.

W stanach granicznych użytkowania: kombinacja podstawowa składa się z wszystkich obciążeń
stałych i jednego najbardziej niekorzystnego obc. zmiennego –

Σ

G

ki

+ Q

k

; kombinacja obciążeń

długotrwałych składa się z obc. stałych i długotrwałych części obciążeń zmiennych –

Σ

G

ki

+

ΣΨ

di

⋅

Q

ki

37.

Sprawdzanie SGN materiału w stanie jednoosiowego i wieloosiowego stanu naprężeń

u

(3)

=1/2

⋅

(

σ

x

ε

x

+

σ

y

ε

y

+

σ

z

ε

z

+

τ

xy

γ

xy

+

τ

yz

γ

yz

+

τ

zx

γ

zx

), prawo Hooke’a:

ε

x

=(1-

ν

2

)/E

⋅

[

σ

x

-

ν

(

σ

y

+

σ

z

)],

ε

y

=(1-

ν

2

)/E

⋅

[

σ

y

-

ν

(

σ

x

+

σ

z

)],

ε

z

=(1-

ν

2

)/E

⋅

[

σ

z

-

ν

(

σ

x

+

σ

y

)],

γ

xy

=2(1+

ν

)/E

⋅τ

xy

,

γ

yz

=2(1+

ν

)/E

⋅τ

yz

,

γ

zx

=2(1+

ν

)/E

⋅τ

zx

,

u

(3)

=u

objętościowe

+u

postaciowe

, u

obj

=(1-2

ν

)/6E

⋅

(

σ

x

+

σ

y

+

σ

z

)

2

, u

post

=(1+

ν

)/6E

⋅

2

σ

red

,

σ

red

=2

-0,5

((

σ

x

-

σ

y

)

2

+(

σ

y

-

σ

z

)

2

+6(

τ

xy

2

+

τ

yz

2

+

τ

zx

2

))

0,5

,

σ

red

≤

f

d

, dwuosiowy:

σ

red

=(

σ

x

2

+

σ

y

2

-

σ

x

σ

y

+3

τ

xy

2

)

0,5

≤

f

d

, jednoosiowy:

σ

x

≤

f

d

.

38.

Sprawdzanie SGN przekroju osiowo rozciąganego elementu konstrukcyjnego

N

≤

N

Rt

=A

⋅

f

d

. W przypadku eltów osłabionych otworami na łączniki lub zamocowanych

mimośrodowo: N

≤

A

ψ

⋅

f

d

, A

ψ

-sprowadzone pole przekroju.

Pręty osiowo obciążone i osłabione otworami na łączniki: A

i

ψ

=A

n

⋅

0,8R

m

/R

e

≤

A, A

ψ

=

Σ

A

i

ψ

, A

n

-pole

netto mniejszego przekroju poprzecznego płaskiego lub łamanego ścianki.
Pręty pojedyncze zamocowane mimośrodowo: można pominąć wpływ mimośrodu, wtedy
A

ψ

=A

1

+3A

1

/(3A

1

+A

2

)

⋅

A

2

, A

1

-pole części przylgowej (brutto dla spawanych, netto dla trzpieniowych),

A

2

-pole częsci odstającej.

Pręty pojedyncze zamocowane mimośrodowo na jeden łącznik: A

ψ

=A

1n

⋅

0,8R

m

/R

e

≤

A

1

, A

1n

-pole netto

części przylgowej.
Przekroje mimośrodowo rozciągane osłabione otworami na łączniki:

σ

et

=(

–

σ

)/

ψ

ot

+

∆σ≤

f

d

, (

–

σ

) –

naprężenia średnie dla przekr. brutto,

∆σ

- naprężenia od zginania dla przekr. brutto,

ψ

ot

=A

t

ψ

/A

t

–

wskaźnik osłabienia, A

t

ψ

– sprowadzone pole strefy rozciąganej, A

t

– pole strefy rozciąganej brutto.

39.

Sprawdzanie SGN przekroju osiowo ściskanego elementu konstrukcyjnego

N/(

ϕ⋅

N

Rc

)

≤

1, N

Rc

=

ψ⋅

A

⋅

f

d

, dla klas 1,2,3

ψ

=1, w klasie 4

ψ

<1: w stanie krytycznym

ψ

=

ϕ

p

, w stanie

nadkrytycznym

ψ

=

ψ

e

,

ψ

e

=A

e

/A lub W

ec

/W

c

,

ϕ

p

=0,8(

–

λ

p

)

-0,8

dla 0,75

≤

(

–

λ

p

)

≤

1,

ϕ

p

=0,8(

–

λ

p

)

-1,6

dla 1

≤

(

–

λ

p

)

≤

3, (

–

λ

p

)=b/t

⋅

K/56

⋅

(f

d

/215)

0,5

,

ϕ

=(1+(

–

λ

)

2n

)

-1/n

, n – uogólniony parametr imperfekcji = 1,2÷2,5, (

–

λ

)=(

λ

/

λ

p

)

⋅

(

ψ

)

0,5

,

λ

=

µ⋅

l

0

/i,

µ

-współczynnik dł. wyboczeniowej, l

0

-długość pręta w osiach podpór,

λ

p

=84(215/f

d

)

0,5

.

40.

Sprawdzanie SGN przekroju zginanego elementu konstrukcyjnego

M/(

ϕ

L

⋅

M

R

)

≤

1,

ϕ

L

-współcz. zwichrzenia, M

R

=

ψ⋅

W

⋅

f

d

, dla klas 1,2

ψ

=

α

p

, dla klasy 3

ψ

=1, dla klasy 4

ψ

-tak jak w ściskaniu,

α

p

=0,5(1+

α

pl

) - obliczeniowy współczynnik rezerwy plastycznej (dla IPN i IPE

α

px

=1,07, dla HEA i HEB

α

px

=1,05),

α

pl

=W

pl

/W, W

pl

=|S

c

|+|S

t

|, S

c

,S

t

-momenty stat. ściskanej i

rozciąganej częsci przekr. wzgl. osi obojętnej w stanie pełnego uplastyczn.

ϕ

L

przyjmuje się =1 dla

eltów zginanych względem osi najmniejszej bezwładności przekroju i dla elementów konstrukcyjnie
zabezpieczonych przed zwichrzeniem, tj. eltów, których pas ściskany jest stężony sztywną tarczą,
dwuteowników walcowanych, gdy l

1

≤

35i

y

/

β⋅

(215/f

d

)

0,5

, gdy te warunki nie są spełnione: (

–

λ

L

)=1,15(M

R

/M

cr

)

0,5

, (wzór przybliżony dla dwuteowników swob. podpartych widełkowo,

obciążonych momentami na podporach: (

–

λ

L

)=0,045(l

0

⋅

h/(b

⋅

t

f

)

⋅β⋅

f

d

/215)

0,5

),

ϕ

L

=(1+(

–

λ

)

2n

)

-1/n

, n=2,5 dla

eltów walcowanych i spawanych automatycznie lub 2 dla pozostałych.
41.

Sprawdzanie SGN przekroju ścinanego elementu konstrukcyjnego

V

≤

V

R

=0,58

⋅ϕ

pv

⋅

A

v

⋅

f

d

,

ϕ

pv

– współcz. niestateczności przy ścinaniu =1, gdy spełniony jest odp.

warunek smukłości lub

ϕ

pv

=1/(

–

λ

p

)

≤

1 dla (

–

λ

p

)

≤

5, (

–

λ

p

)=b/t

⋅

K

v

/56

⋅

(f

d

/215)

0,5

, A

v

-pole przekroju

czynnego przy ścinaniu,

β≥

1

K

v

=0,65(2-1/

β

)

0,5

≤

0,8,

β

<1

K

v

=0,65

β⋅

(2-

β

)

0,5

.

42.

Sprawdzanie SGN przekroju równocześnie zginanego i ścinanego

p. zginanie i ścinanie, potem sprawdza się warunki: M

≤

M

R,V

i V

≤

V

R

.

Gdy V>0,3V

R

M

R,V

=M

R

⋅

[1 – I

(v)

/I

⋅

(V/V

R

)

2

], I

(v)

-pole częsci czynnej przy ścinaniu .

Gdy przekrój dwuteowy klasy 1,2 i V>0,6V

R

M

R,V

=MR

⋅

[1,1 – 0,3(V/V

R

)

2

]

43.

Sprawdzanie SGN elementu konstrukcyjnego albo rozciąganego osiowo, albo ścinanego, albo
ściskanego osiowo

Nośność

w

złożonym

stanie

naprężenia:

(N

w

/N

Rw

+M

w

/M

Rw

+P/P

Rc

)

2

–

3

ϕ

p

⋅

(N

w

/N

Rw

+M

w

/M

Rw

)

⋅

P/P

Rc

+(V/V

R

)

2

≤

1

44.

Sprawdzanie SGN elementu konstrukcyjnego zginanego

p. zginanie.
45.

Sprawdzanie warunków SGU

Przy sprawdzaniu SGU przyjmuje się wartości charakterystyczne obciążeń, nie uwzględnia się
współczynników dynamicznych, osłabienia przekrojów otworami na łączniki, obciążenia stałego w
przypadku konstrukcji z podniesieniem wykonawczym, wzrostu przemieszczeń spowodowanego
efektami II rzędu. Ugięcie belki: f

max

<f

gr

, przemieszczenia poziome konstrukcji: siły osiowe po

przemieszczeniu się ramy dają momenty wywracające

powstają dodatkowe siły wewnętrzne

wskutek mimośrodu; Sprawdzenie częstotliwości drgań własnych: w obiektach użyteczności
publicznej w belkach stropowych o l>12m

n=1/T

≥

5Hz. Różnica częstotliwości drgań wzbudzonych

i własnych konstr. narażonych na oddziaływania typu harmonicznego powinna wynosić

≥

25%

częstości drgań własnych.
46.

Podział połączeń trzpieniowych pod względem konstrukcyjnym

*Nity – skład.się z łba i trzonu. Nitowanie polega na tym, że nit surowy ogrzany do ok. 900°
wprowadza się w otwory łączonych części i zakuwa.
*Śruby zwykłe i pasowane oraz sworznie – Klasy śrub oznacza się symbolem złożonym z dwóch liczb
oddzielonych kropką. pierwsza liczba oznacza 1/100 wymaganej R

m

[MPa] (po odrzuceniu miejsc po

przecinku). Druga liczba to 1/10 wartości wyrażonej w procentach stosunku R

e

do R

m

, czyli

1/10

⋅

R

e

/R

m

⋅

100. stosuje się: zwykłe śruby o łbach i nakrętkach sześciokątnych w klasach 3

dokładności (III – zgrubna, II – średniodokładna, I – dokładna), pasowane – dopasowanie na zasadzie
stałego otworu, otwory wierci się mniejsze od nominalnej średnicy trzpienia (pracochłonne i
kosztowne), wkręty do stali, śruby rzymskie, śruby fundamentowe (fajkowe, płytkowe, młotkowe,
rozporowe).
*Śruby sprężające – pracują przede wszystkim dzięki tarciu występującymi między łączonymi
elementami, powstającego wskutek docisku przez sprężenie śrubami

niewielkie koncentracje

naprężeń wokół otworów, w konstr. obc. dynamicznie nie trzeba ich wymieniać, łatwość zakładania –
nie ma wymagań co do dokładności otworów.
*Kołki, gwoździe i łączniki lekkiej obudowy.
47.

Wytrzymałościowa cecha charakterystyczna połączenia zakładkowego. Konstrukcja tego
połączenia

W połączeniach zakładkowych przyjmuje się rozdział obciążenia osiowego na poszczególne łączniki
proporcjonalnie do ich nośności. Przy obciążeniu momentem gnącym w płaszczyźnie połączenia
przyjmuje się siły działające na poszczególne łączniki prostopadle do ramion obrotu i proporcjonalnie
do odległości łączników od środka obrotu znajdującego się w środku ciężkości grupy łączników po
jednej stronie styku.
Odległość od czoła blachy w kierunku obciążenia: 1,5d

≤

a

1

≤

min{12t; 150mm; (4t+40mm)}, Odległość

od krawędzi bocznej: 1,5d

≤

a

2

≤

min{12t; 150mm; (4t+40mm)}, rozstaw szeregów: 2,5d

≤

a

3

≤

min(14t;

200mm), Rozstaw łączników w szeregu: 2,5d

≤

a

≤

2a

3 max

-a

3

.

Nośność łączników:
*Ścięcie trzpienia: S

Rv

=0,45R

m

⋅

A

v

⋅

m, m- liczba płaszczyzn ścianania, A

v

= A gdy ścinana część

niegwintowana, 0,8A

s

gdy śruba klasy 10.9, A

s

dla pozostałych klas.

*Uplastycznienie wskutek docisku trzpienia do ścianki otworu: S

Rb

=

α⋅

f

d

⋅

d

⋅Σ

t, przy czym

α

=a1/d

≤

2,5

lub

α

=a/d-3/4

≤

2,5, f

d

- materiału części łączonych,

Σ

t- sumaryczna grubość części podlegających

dociskowi w tym samym kierunku, d- średnica śruby.
*Poślizg styku sprężonego: S

Rs

=

α

s

⋅µ⋅

(S

Rt

–S

t

)

⋅

m, m- liczba płaszczyzn tarcia,

α

s

=0,7 przy otworach

owalnych długich równoległych do kierunku obc., 0,85 przy otworach okrągłych powiększonych lub
owalnych krótkich, 1 przy otworach okrągłych pasowanych lub krótkich,

µ

- współczynnik tarcia, S

t

-

ewentualna siła rozciągająca śrubę w połączeniu.
Stany graniczne:
Kategoria A: ścięcie lub docisk łączników, B – ścięcie lub docisk łączników i poślizg styku, C –
poślizg styku.
Obliczenia połączeń zakładkowych:
*Obciążenie osiowe siłą F połączenia złożonego z n łączników: F

≤

F

Rj

=n

⋅η⋅

S

R

, S

R

- miarodajna nośność

obliczeniowa łącznika (zależna od rodzaju stanu granicznego: S

Rv

, S

Rb

, S

Rs

),

η

- współczynnik

redukcyjny zależny od odległości l między skrajnymi łącznikami w kierunku obciążenia: l

≤

15d

η

=1, else

η

=1–(l–15d)/200d

≥

0,75

*Obciążenie siłą F i momentem M

0

: S

i

=((S

i,M

+S

i,F

⋅

cos

θ

i

)

2

+(S

i,F

⋅

sin

θ

i

)

2

)

0,5

≤

S

R

, S

i,F

=F/n – siła składowa

od obciążenia F, S

i,M

=M

0

⋅

r

i

/(

Σ

(r

i

)

2

) – siła składowa od obciążenia momentem M

0

, prostopadła do

ramienia obrotu, r

i

- odległości łączników od środka obrotu,

θ

i

-kąt między wektorami sił składowych

S

F

i S

M

.

*Dodatkowo należy sprawdzić nośność elementów ze względu na osłabienie otworami na łączniki.
48.

Sposoby wykonywania gwintu śruby. Średnica przejściowa na śrubę

49.

Wytrzymałościowa cecha charakterystyczna połączenia doczołowego. Konstrukcja tego
połączenia

W połączeniach doczołowych położenie osi obrotu wyznacza oś pasa ściskanego lub oś ukośnej
blachy usztywniającej. Warunki równowagi i siły w poszczególnych śrubach ustala się na podst.
zmodyfikowanych rozkładów obc. z uwzgl. współczynników rozdziału obciążenia

ω

i

. Ponadto

przyjmuje się, że udział w przenoszeniu sił od momentu mają co najwyżej 3 szeregi śrub
rozmieszczone w bezpośrednim sąsiedztwie pasa rozciąganego.
Odległość swobodnej krawędzi blachy w kierunku prost. do płaszczyzny obciążenia: 1,5d

≤

a2

≤

6t,

odległość między śrubami: 2,5d

≤

a

≤

15t.

Nośność łączników:
*Zerwanie trzpienia: S

Rt

= min {0,65R

m

⋅

A

s

; 0,85R

e

⋅

A

s

}, A

s

-pole przekroju czynnego rdzenia śruby;

*Rozwarcie styku sprężonego: S

Rr

= 0,85S

Rt

– przy obc. stat., S

Rr,dyn

=0,6S

Rt

;

Stany graniczne:
Kategoria D: zerwanie śrub, E – zerwanie śrub i rozwarcie styku, F – rozwarcie styku.
Obliczenia połączeń doczołowych:
*Grubość blachy czołowej: połączenia niesprężane proste – t

min

=1,2(c

⋅

S

Rt

/(b

s

⋅

f

d

))

0,5

, c- odl. między

krawędzią spoiny a brzegiem otworu na śrubę, b

s

- zserokość współdziałania blachy przypadająca na

jedną śrubę

≤

2(c+d), f

d

- stali blachy doczołowej. Połączenia sprężane obciążone statycznie ze śrubami

klasy 10.9 usytuowanymi w odległości c

≤

d: t

min

=d, dla śrub innych klas: t

min

=d

⋅

(R

m

/1000)

(1/3)

.

Połączenia sprężane obciążone obc. dynamicznymi: t

≥

max{1,94(c

⋅

S

Rt

/(b

s

⋅

f

d

))

0,5

; 1,25

⋅

d

⋅

(R

m

/1000)

(1/3)

}

*Wpływ efektu dźwigni:

β

=2,67-t/t

min

, t

min

=1,2(c

⋅

S

Rt

/(b

s

⋅

f

d

))

0,5

, w połączeniach prostych

β

uwzględnia

się gdy brak żeber usztywniających blachę doczołową, w połączeniach złożonych uwzględnia się tylko
gdy brak żeber i dla zewn. szeregu śrub

ω

i

>1/

β

, w zginanych złożonych – gdy brak żeber i występuje

tylko zewnętrzny szereg śrub.
*Nośność połączeń prostych: N

≤

N

Rj

=1/

β⋅

n

⋅

S

R

*Nośność połączeń złożonych: N

≤

N

Rj

=S

R

⋅Σω

i

,

ω

i

na podst. rysunku w normie.

*Nośność ze wzgl. na zerwanie śrub: M

Rj

=S

Rt

⋅Σ

i=p

p+k-1

m

i

⋅ω

ti

⋅

y

i

, p=1 gdy jest zewnętrzny szereg śrub

lub p=2, m

i

- ilość śrub w i-tym szeregu.

*Nośność ze wzgl. na rozwarcie styku: a) połączenie z żebrem usztywniającym: M

Rj

=S

Rr

⋅Σ

i=p

p+k-

1

m

i

⋅ω

ri

⋅

y

i

2

/y

max

; b) połączenie bez żebra: M

Rj

=S

Rr

⋅

(m

1

⋅ω

r1

⋅

y

1

+

Σ

i=2

k

m

i

⋅ω

ri

⋅

y

i

2

/y

2

)

50.

Rozmieszczenie śrub w kształtownikach walcowanych

Wszystkie potrzebne wielkości (w, e

max

, d

1

, d

2

) są w tablicach inżynierskich.

51.

Nośność śruby w połączeniu kategorii A – p. pyt. 47

52.

Wytrzymałościowe i wykonawcze cechowanie śrub

Klasy śrub oznacza się symbolem złożonym z dwóch liczb oddzielonych kropką. pierwsza liczba
oznacza 1/100 wymaganej R

m

[MPa] (po odrzuceniu miejsc po przecinku). Druga liczba to 1/10

wartości wyrażonej w procentach stosunku R

e

do R

m

, czyli 1/10

⋅

R

e

/R

m

⋅

100. stosuje się: zwykłe śruby o

łbach i nakrętkach sześciokątnych w klasach 3 dokładności (III – zgrubna, II – średniodokładna, I –
dokładna), pasowane – dopasowanie na zasadzie stałego otworu, otwory wierci się mniejsze od
nominalnej średnicy trzpienia
53.

Budowa śruby. Rodzaje podkładek

p. rys. do 46 i 53
54.

Nośność śruby w połączeniu kategorii C – p. pyt 47.

55.

Sprawdzanie nośności śruby w styku montażowym środnika belki

Najpierw oblicza się S

R

 p. pyt. 47, potem położenie środka ciężkości grupy łączników: x

0

=S

y

/A,

odległości nitów względem środka ciężkości: x

i

, y

i

, r

i

,

Σ

r

i

2

, e

v

- odl. między środkami ciężkości grup

łączników po obu stronach połączenia, M

0

=V

⋅

e

v

, wybieramy łącznik najbardziej obciążony (ten, który

jest najdalej od środka obrotu, i w którym sumują się składowe siły), obliczenie siły składowej dla
łącznika najbardziej obciążonego: S

Fx

=F

x

/n, S

Fy

=F

y

/n, S

Mx

=–M

0

⋅

y

1

/

Σ

(x

i

2

+y

i

2

), S

My

=M

0

⋅

x

1

/

Σ

(x

i

2

+y

i

2

),

S

1

=((S

Fx

+S

Mx

)

2

+(S

Fy

+S

My

)

2

)

0,5

≤

S

R

.

56.

Rozdział siły obciążającej złącze zakładkowe wzdłuż zakładu – p. pyt 47

57.

Dobór grubości blachy czołowej w styku doczołowym – p. pyt 49

58.

Normowy warunek nośności w połączeniu doczołowym prostym kategorii D i F – p. pyt. 49

59.

Normowy warunek nośności w połączeniu doczołowym złożonym kategorii D i F – p. pyt 49

60.

Normowy warunek nośności w połączeniu doczołowym kategorii D i F obciążonym
momentem – p. pyt 49

61.

Podział spoin. Typy spoin czołowych jedno- i dwustronnych

Podział spoin ze względu na:
*pracę spoin (nośne- służą do przenoszenia sił, wymiary należy obl. na podst. warunków wytrz.,
sczepne – związane z technologią łączenia elementów, nie oblicza się)
*sposób wykonania (ciągłe, przerywane)
*pod względem konstrukcyjnym (doczołowe – układane najczęściej w przygotowanych rowkach,
pachwinowe – układane w naturalnych rowkach utworzonych między eltami łączonymi, otworowe i
bruzdowe – szczególny przypadek spoin pachwinowych, grzbietowe – do łączenia cienkich
elementów, najczęściej bez ukosowania). Typy czołowych

rys.

62.

Łączenie doczołowe elementów o różnych grubościach

p. rys., należy zapewnić ciągłą zmianę przekroju stosując pochylenie nie większe niż: 1:1 przy
obciążeniach statycznych, 1:4 przy obciążeniach dynamicznych. Jeżeli przesunięcie krawędzi
czołowych nie jest większe niż grubość cieńszej blachy i nie przekracza 10mm, to wymagane
pochylenie można uzyskać przez odpowiednie ukształtowanie spoiny
63.

Kratery spoiny czołowej. Sposób likwidacji kraterów

Podczas spawania w miejscu jarzenia się łuku pozostaje na jeziorku metalu zagłębienie zwane
kraterem spawalniczym. Z powodu dużej szybkości krzepnięcia (w chwili zerwania łuku w celu
wymiany elektrody lub zakończenia spoiny) krater ten pozostaje, będąc miejscem skupienia
zanieczyszczeń metalu. Układając dalszy odcinek spoiny należy krater dokładnie przetopić. Spoinę
bez kraterów spawalniczych można też uzyskać przez wyprowadzenie końców spoiny na płytki
wybiegowe.
64.

Wymiary obliczeniowe spoiny czołowej

Grubość obliczeniową a przyjmuje się równą grubości cieńszej z łączonych części, a w przyoadku
niepełnych spoin czołowych – głębokości rowka do spawania zmniejszonej o 2mm. Jeśli w połączeniu
teowym ze spoinami czołowo-pachwinowymi spełnione są warunki: c

≤

3 mm, c

≤

0,2t oraz

Σ

a

i

≥

t, to tak

ukształtowane połączenie można traktować jak połączenie na spoinę czołową o grubości a=t. W
przeciwnym razie obowiązują zasady jak dla spoin pachwinowych. Długość obliczeniową l spoin
czołowych przyjmuje się równą długości spoiny bez kraterów.
65.

Kształty spoin pachwinowych. Wymiary obliczeniowe

Grubość obl. a przyjmuje się równą wyprowadzonej z grani spoiny wysokości trójkąta wpisanego w
przekrój spoiny. Do obliczeń należy przyjmować nominalną grubość spoiny a=a

nom

, przyjmowaną w

całkowitych milimetrach; wyjątkowo stosuje się spoiny o grubości 2,5 i 3,5mm. W przypadku spoin
wykonywanych automatycznie łukiem krytym lub metodami równorzędnymi, można przyjmować
a=1,3a

nom

– dla spoin jednowarstwowych, a=1,2a

nom

≤

a

nom

+2mm – dla spoin wielowarstwowych. Jeżeli

nie stosuje się specjalnych zabiegów technologicznych, to powinny być spełnione warunki:
min{0,2t

2

,

≤

10mm; 2,5mm}

≤

a

nom

≤

min{0,7t

1

; 16mm}, t

1

, t

2

– grubość cieńszej i grubszej części w

połączeniu. W przypadku spoin obwodowych rur można przyjmować a

nom

=t

1

. Długość obl. spoin

przyjmuje się równą sumarycznej długości

Σ

l

i

, przy czym w przypadku spoin nieciągłych można

uwzględniać w obl. tylko te odcinki, dla których 10a

≤

l

i

≤

100a i l

i

≥

40mm.

66.

Miejsca niedozwolone dla spoin pachwinowych

Spoin pachwinowych nie należy stosować: w strefach nagłej zmiany przekroju belki lub
równoczesnego występowania znacznych naprężeń normalnych i stycznych (np. nad podporami belek
ciągłych, w narożach ram), w przypadku obciążeń dynamicznych, w przypadku działania
agresywnego środowiska.
67.

Podział złączy spawanych

Pachwinowa pozioma podolna, pachwinowa, pionowa, czołowa pozioma naścienna, podpawana
pozioma naścienna, czołowa pozioma podolna, pachwinowa pozioma pułapowa, czołowa pozioma
pułapowa.
68.

Ustalenie wytrzymałości obliczeniowej materiału spoiny

Oznaczenie elektrody: ER3.46, gdzie 46

R

m

/10

69.

Normowy warunek nośności na spoinę czołową rozciąganą osiowo lub ścinaną

Wzór ogólny: ((

σ

/

α

⊥

)

2

+(

τ

/

α

||

)

2

)

0,5

≤

f

d

,

σ,τ

– naprężenia w przekroju obliczeniowym połączenia w stanie

sprężystym (tu

τ

nie występuje)

warunek:

σ

/

α

⊥

≤

f

d

,

α

⊥

,

α

||

– odpowiednie współczynniki

wytrzymałości spoiny, które należy zmniejszyć: o 10% jeśli spoina montażowa, o 20% jeśli spoina
pułapowa, o 30% jeśli montażowa i pułapowa, tu:

α

⊥

= 0,85 dla rozciągania i

α

⊥

=1 dla ściskania.

70.

Normowy warunek nośności na spoinę czołową rozciąganą mimośrodowo

σ

/

α

⊥

≤

f

d

,

α

⊥

=1–0,15

ν

,

ν

– stosunek naprężeń średnich do maksymalnych. (napr. średnie:

σ

F

=F/A

s

, od

zginania:

σ

M

=F

⋅

e/W

s

, maksymalne:

σ

=

σ

F

+

σ

M

),

α

||

=0,6,

τ

=V/A

sv

.

71.

Normowy warunek nośności na spoinę czołową rozciąganą mimośrodowo i równocześnie
ścinaną

((

σ

/

α

⊥

)

2

+(

τ

/

α

||

)

2

)

0,5

≤

f

d

,

α

⊥

=1–0,15

ν

,

ν

– stosunek naprężeń średnich do maksymalnych (p. poprz. pyt.),

72.

Normowy warunek nośności na spoinę pachwinową podłużną lub poprzeczną w połączeniu
zakładkowym obciążonym osiowo

τ

F

=F/(

Σ

a

⋅

l)

≤α

||

⋅

f

d

, R

e

≤

255MPa

α

||

=0,8, 255<R

e

≤

355

α

||

=0,7, 355<R

e

≤

460

α

||

=0,6.

73.

Normowy warunek nośności na spoinę pachwinową podłużną lub poprzeczną w połączeniu
zakładkowym obciążonym siłą normalną i ścinającą

κ⋅

(

σ

⊥

2

+3

τ

⊥

2

)

0,5

≤

f

d

, p. rys., R

e

≤

255MPa

κ

=0,7, 255<R

e

≤

355

κ

=0,85, 355<R

e

≤

460

κ

=1,

σ

=F/A

s

,

σ

⊥

=

τ

=

σ

/(2)

0,5

.

74.

Obliczanie spoin pachwinowych łączących doczołowo wspornik dwuteowy ze słupem
dwuteowym

p. rys.,

σ

1

=M/I

s

⋅

y

1

,

κ⋅

(

σ

1⊥

2

+3

τ

1⊥

2

)

0,5

≤

f

d

,

σ

2

=M/I

s

⋅

y

2

,

σ

2

⊥

=

τ

2

⊥

=

σ

2

/(2)

0,5

,

≤

f

d

,

τ

2||

=P/A

2s

≤α

||

⋅

f

d

,

κ⋅

(

σ

2⊥

2

+3(

τ

2

||

2

+

τ

2⊥

2

))

0,5

≤

f

d

.

75.

Obliczanie spoin pachwinowych w kształcie litery C, obciążonych siłą przechodzącą
mimośrodowo względem ich środka ciężkości

p. rys.,

τ

P

=P/A

s

≤α

||

⋅

f

d

,

τ

M

=M

⋅

r/I

0

, I

0

=I

x

+I

y

,

τ

W

=((

τ

M

+

τ

P

⋅

cos

θ

)

2

+(

τ

P

⋅

sin

θ

)

2

)

0,5

≤α

⊥

⋅

f

d

.

76.

Spawanie metodą Sławianowa

Jest to spawanie elektryczne łukowe – elektrodą topliwą otuloną. Elektroda otulona to pręt metalowy,
na który nałożono masę otulinową. Jej zadaniem jest osłanianie ciekłego metalu przed zetknięciem z
powietrzem i oczyszczenie metalu ze szkodliwych domieszek. Pod wpływem ciepła łuku (ok. 6000°C)
elektroda topi się wraz z otuliną wytwarzając żużel na powierzchni jeziorka ciekłego metalu. Ciekły
metal wykazuje skłonności do łączenia się z gazami atmosferycznymi: tlenem, azotem i wodorem
tworząc związki, które ujemnie wpływają na jego własności. Składniki otuliny mają własności:
jonizujące przestrzeń łukową i stabilizujące łuk, gazotwórcze, żużlotwórcze, odtleniające i odazotujące
stopiwo, regulujące skład chemiczny stopiwa, upłynniające żużel, wiążące masę otulinową.
77.

Izolacja łuku elektrycznego od atmosfery przy spawaniu ręcznym, półautomatycznym i
automatycznym

Spawanie ręczne: ochronę stanowi atmosfera gazów wytworzonych z topiącej się otuliny elektrody (p.
poprz. pyt.). Spawanie półautomatyczne: w ochronie gazu ochronnego – elektroda goła, ale cieńsza
(ok. 2mm) jest to drut giętki nawinięty na bęben. Gaz ochronny: CO

2

– SAGMA (shielded active gas

metal welding), Ar lub He – SIGMA (shielded inert gas metal welding). Spawanie łukiem krytym:
Zamiast otuliny stosuje się topnik w proszku, pod którego warstwą jarzy się łuk między elektrodą
topliwą a przedmiotem spawania. Łuk jarzy się niewidocznie pod osłoną topnika zsypywanego z
zasobnika. Elektroda w postaci drutu jest podawana samoczynnie z bębna przez podajnik ze
ś

lizgowymi szczękami prądowymi. Na spoinie krzepnie żużel. Nadmiar topnika pozostały na spoinie

jest zasysany z powrotem do leja zasypowego. B. duża wydajność: 1m/min, czyli 5÷40

×

szybciej niż

ręcznie.
78.

Układanie spoiny o dużej grubości

Spoina o dużej grubości: czołowa o gr.>6mm, pachwinowa o gr.>8mm. Spoinę wykonuje się
ś

ciegami, jest to spoina wielowarstwowa. Każda warstwa może być wykonana jednym ściegiem

zakosowym lub kilkoma prostymi. Ściegiem nazywa się warstwę stopiwa ułożoną jednym przejściem
elektrody. Prowadząc ścieg ruchem postępowym prostoliniowym , otrzyma się wąski ścieg nazywany
prostym. Jeśli ruch jest wahadłowy, otrzymuje się ścieg zakosowy. Ze względu na to, że warstwa
pierwsza jest najmniej jednorodna i wykazuje liczne segregacje, grań spoiny wycina się i układa nową
warstwę. Spoinę taką nazywa się podpawaną.
79.

Pozycje spawania

Podolna, naboczna, sufitowa, (pułapowa), pozioma, naścienna.
80.

Wady spoin

Wady wewnętrzne: pęcherze gazowe (A), żużle (po każdym ściegu trzeba oczyścić spoinę z żużla)
(B), przyklejenie (C), niewłaściwy przetop (D), pęknięcie (E). Wykrywa się je metodami
defektoskopowymi: ultradźwięki, prześwietlenie promieniami X lub

γ

.

Wady zewnętrzne (F): wklęśnięcie lica spoiny, nadmierny nadlew lica spoiny, podcięcie materiału,
wypływ lica.
81.

Klasy spawanych konstrukcji stalowych i kategorie wytwórni tych konstrukcji

W zależności od ilości wad konstrukcje zalicza się do klas: 1 (najlepsza), 2, 3. Ponieważ zniszczenie
elementu stalowego konstrukcji budowlanej jest zawsze związane z zagrożeniem życia ludzkiego,
spawane elementy stalowe budowli zalicza się do klasy 1. Wytwórnia elementów stalowych powinna
mieć uprawnienia do wykonywania połączeń spawanych klasy 1, a więc należeć do zakładów
kategorii I. Są jeszcze kategorie II i III odpowiadające klasom 2 i 3.
82.

Kryteria odporności stali na pękanie zimne i gorące

Pękanie

zimne:

miarą

odporności

jest

równoważnik

węgla:

C

e

=C+Mn/6+(V+Cr)/5+Cu/13+P/2+0,0024t [mm], t – grubość blach spawanych. Jeżeli C

e

≤

0,4 i

C

≤

0,2, to stal dobrze spawalna; jeśli nie, to stal spawalna warunkowo, np. trzeba wstępnie podgrzać

elty do temperatury T

0

=350(C

e

⋅

(1+0,005t)-0,25)

0,5

°C.

Pękanie gorące: H

cs

=1000

⋅

C

⋅

(S+P+Si/25)/(3

⋅

Mn+V+Cr). H

cs

<4

stal odporna na pękanie gorące.

83.

Powstawanie naprężeń spawalniczych – p. rys.

q

l

-

moc

ź

ródła

ciepła,

q

l

=

η⋅

UJ/v

[J/cm],

λ

=0,4

⋅

W/cm

⋅

°C,

c

ρ

=4,3J/cm

3

⋅

°C,

a=

λ

/c

ρ

,

T

max

(y,t)=q

l

/(g(4

πλ

c

ρ

t)

0,5

)

⋅

exp(-y

2

/4at), t

0i

=y

i

2

/2a

84.

Powstawanie deformacji spawalniczych – p. rys.

85.

Charakterystyczne przekroje belek metalowych. Warunki powstania nieswobodnego
skręcania

p. rys., Skręcanie nieswobodne występuje, gdy obciążenie nie przechodzi przez środek ścinania i
zamocowanie uniemożliwia deplanację przekroju.
86.

Sprawdzanie nośności belki zginanej i równocześnie nieswobodnie skręcanej. Uproszczony
sposób potraktowania nieswobodnego skręcania

e=1/A

⋅

(A

f2

⋅

h+A

w

⋅

h/2), y

s

=e-I

2y

/I

y

⋅

h, I

2y

=t

f2

⋅

b

f2

3

/12, I

1y

=t

f1

⋅

b

f1

3

/12, I

wy

=b

w

⋅

t

w

3

/12, I

y

=I

1y

+I

2y

+I

wy

,

M

s

=M

ω

+M

d

, B

1max

=m

s

⋅

(ch(k

⋅

l/2)-1)/(k

2

⋅

ch(k

⋅

l/2)), B

2max

=M

s

⋅

sh(k

⋅

b)

⋅

sh(k

⋅

a)/(k

⋅

sh(k

⋅

l)), k=G

⋅

I

d

/(E

⋅

I

ω

),

I

d

=1/3

⋅Σ

b

i

⋅

t

i

3

, I

ω

=∫

A

ω

2

dA, Nośność przekroju: M/M

R

+B/B

R

≤

1, M

R

=W

⋅

f

d

.

87.

Minimalna wysokość belki

Ze względu na sztywność: np. belka swobodnie podparta obciążona równomiernie q: M

max

=q

⋅

l

0

/8,

f

max

=5/384

⋅

q

⋅

l

0

4

/EI =5/48

⋅

(q

⋅

l

0

2

/8)

⋅

l

0

2

/EI =5/48

⋅

M

max

⋅

l

0

2

/EI,

σ

max

=M

max

/W

x

=2

⋅

M

max

/(I

⋅

h)

I=W

⋅

h/2

f

max

=5/48

⋅

M

max

/(W

⋅

h/2)

⋅

l

0

2

/E

=5/48

⋅σ

max

/E

⋅

2

⋅

l

0

2

/h

h

min

/l

0

=5/24

⋅σ

max

/E

⋅

l

0

/f

max

,

s

max

=f

d

/

γ

f

’,

γ

f

’=(

γ

f,g

⋅

g+

γ

f,p

⋅

p)/(g+p), l

0

/f

max

 z normy, E=205GPa. Inaczej: np. dla belki obustronnie utwierdzonej

fmax=1/384

⋅

q

⋅

l

0

4

/EI.

88.

Optymalna wysokość blachownicy

Ze względu na ekonomikę: A=A

w

+2A

f

, I

≈

t

w

⋅

h

3

/12+2A

f

⋅

(h/2)

2

, W=I/(h/2) =t

w

⋅

h

2

/6+A

f

⋅

h =A

⋅

h/2–t

w

⋅

h

2

/3,

λ

w

=h/t

w

, A

w

=t

w

⋅

h, A=2W/h+2/3

⋅

h

2

/

λ

w

, dA/dh=-2W/h

2

+4/3

⋅

h/

λ

w

=0, h

opt

=(3/2

⋅λ

w

⋅

W)

(1/3)

≥

h

min

, dla belek

złożonych dochodzi jeszcze warunek minimalnej masy własnej: h=max(h

min

, h

opt

),

α

=A

w

/A, W=A

⋅

h/2-

t

w

⋅

h

2

/3=A

⋅

h

⋅

(1/2-

α

/3),

h=

λ

w

⋅

t

w

,

h

2

=

λ

w

⋅

t

w

⋅

h

=

λ

w

⋅

A

w

=

λ

w

⋅α⋅

A,

W=A

⋅

(

λ

w

⋅α⋅

A)

0,5

⋅

(1/2-

α

/3)

=(

λ

w

⋅α⋅

A

3

)

0,5

⋅

(1/2-

α

/3),

maksymalna

nośność, gdy

dW/d

α

=0

α

=1/2, t

w

≈

7+3

⋅

h/1000,

h

opt

=(3/2

⋅

W/t

w

)

0,5

,

σ

max

=M

max

/(W

⋅ϕ

L

)

W

≥

M

max

/f

d

.

89.

Konstrukcja blachownicy w miejscu zmiany przekroju poprzecznego – p. rys.

90.

Ustalanie klasy przekroju poprzecznego belki – p. rys. 39 i plik stateczn na kalkulatorze.

ε

=(215/f

d

)0,5, pas: b’

f

/t

f

≤

9

ε

,

≤

10

ε

,

≤

14

ε

, >14

ε

; środnik:

≤

33

ε

/

α

,

≤

39

ε

/

α

,

≤

42

ε

/K

2

, >42

ε

/K

2

,

K

2

=0,4+0,6

ν

, gdy 0

≤ν≤

1 i

β

>1, K2=0,4/(1-

ν

), gdy

ν

<0 i

β

>1,

β

=a/b

w

, a- rozstaw żeber lub innych

eltów usztywniających (jeśli ich nie ma, to a

≈

2/3

⋅

b

w

).

91.

Nośność na zginanie przekroju belki

p. rys., pyt. 40, 41 i 42; dodatkowo: w przekroju 1:

σ

1

=M

1

/W

≤

f

d

,

σ

1cr

=

ϕ

p

⋅

R

e

; w przekroju 2:

τ

0

=V/A

v

≤

f

dv

≈

0,58f

d

, A

v

=b

w

⋅

t

w

 dla blachownic,

τ

0cr

=

ϕ

pv

⋅

R

e

.

92.

Obliczanie współczynnika rezerwy plastycznej

α

αα

α

p

i współczynnika niestateczności

miejscowej

ϕϕϕϕ

p

α

p

=0,5(1+

α

pl

) - obliczeniowy współczynnik rezerwy plastycznej (dla IPN i IPE

α

px

=1,07, dla HEA i

HEB

α

px

=1,05),

α

pl

=W

pl

/W, W

pl

=|S

c

|+|S

t

|, S

c

,S

t

-momenty stat. ściskanej i rozciąganej częsci przekr.

wzgl. osi obojętnej w stanie pełnego uplastyczn. Inaczej:

α

pl

=M

pl

/M

spr

, M

spr

=P

spr

⋅

e

spr

i M

pl

=P

pl

⋅

e

pl

 p.

rys.

ϕ

p

=0,8(

–

λ

p

)

-0,8

dla 0,75

≤

(

–

λ

p

)

≤

1,

ϕ

p

=0,8(

–

λ

p

)

-1,6

dla 1

≤

(

–

λ

p

)

≤

3, (

–

λ

p

)=b/t

⋅

K/56

⋅

(f

d

/215)

0,5

, K-

wpółczynnik podparcia i obciążenia ścianki.
93.

Nośność przekroju belki na ścinanie

p. pyt. 41 i 39 (ściskanie żeber) i 96 (moment krytyczny)
94.

Interakcyjna nośność przekroju belki na zginanie i ścinanie

p. pyt. 41
95.

Normowe warunki nośności belki

p. 39, 40, 41, 42
96.

Moment krytyczny belki zginanej momentem równomiernym na całej jej długości i innym
rozkładem

Obciążenie krytyczne to takie, przy którym belka traci stateczność, czyli następuje zwichrzenie giętno-
skrętne (trzy składowe przemieszczenia: u, v,

φ

). Dla belki swobodnie podpartej obciążonej na

podporach momentami M

cr

: M

cr

0

=

π

/(

µ

y

⋅

L)

⋅

(E

⋅

I

y

⋅

G

⋅

I

d

)

0,5

⋅

(1+

π

2

⋅

E

⋅

I

ω

/(G

⋅

I

d

⋅µ

ω

⋅

L

2

))

0,5

,

µ

y

– współczynnik

długości wyboczeniowej przy wyboczeniu giętnym,

µ

ω

– współczynnik długości wyboczeniowej przy

wyboczeniu skrętnym =1 dla podparcia widełkowego, =0,5, gdy belka przyspawana do sztywnej płyty,
I

d

=1/3

⋅Σ

b

i

⋅

t

i

3

, I

ω

=I

y

⋅

h

2

/4

 dla bisymetrycznego dwuteownika. Dla wykresów nieprostokątnych:

M

cr

=1/m

⋅

M

cr

0

: *obc. równomierne – m=0,88, *jedna siła w środku rozpiętości – m=0,74, *dwie siły w

odstępie L/2 – m=0,96,*moment na jednej podporze – m=0,57, *rozkład dowolny (podpora lewa –
M

1

, podpora prawa – M

5

, pomiędzy nimi M

2

, M

3

, M

4

w równych odstępach) –

m=(3M

2

+4M

3

+3M

4

+2M

max

)/(12M

max

).

97.

Sposoby zabezpieczenia belki przed zwichrzeniem

ϕ

L

przyjmuje się =1 dla eltów zginanych względem osi najmniejszej bezwładności przekroju i dla

elementów konstrukcyjnie zabezpieczonych przed zwichrzeniem, tj. eltów, których pas ściskany jest
stężony sztywną tarczą, dwuteowników walcowanych, gdy l

1

≤

35i

y

/

β⋅

(215/f

d

)

0,5

, przykłady – p. rys.

98.

Nośność środnika podciągu walcowanego pod ułożoną na nim belką

p. rys., c

1

=t

w1

+2(r

1

+t

f1

), c

0

=c

1

+5(r+t

f

), y

c

=h/2–(r+t

f

),

σ

c

=M

max

/I

x

⋅

y

c

, P

≤

P

R,w

=c

0

⋅

t

w

⋅

f

d

⋅η

c

, jeśli warunek

nie spełniony, to trzeba zastosować żebro.
99.

Nośność środnika podciągu blachownicowego pod ułożoną na nim belką

p. rys., c

1

=t

w1

+2(r

1

+t

f1

), c

0

=c

1

+2(r+t

f

), P

≤

P

R,c

=k

c

⋅

t

w

2

⋅

f

d

⋅η

c

, k

c

=(15+25c

0

/t

w

)

⋅

(t

f

/t

w

⋅

215/f

d

)

0,5

≤

c

0

/t

w

, jeśli

warunek nie spełniony, to trzeba zastosować żebro.
100.

Zadanie żebra poprzecznego w blachownicy i dobór jego geometrii

ś

ebro zapewnia niezmienność konturu przekroju poprzecznego w miejscach występowania dużych

wartości siły tnącej (np. na podporze), zapobiega uplastycznieniu środnika w miejscach przyłożenia sił
skupionych, zapewnia stateczność środnika – zapobiega jego wyboczeniu poprzez wymuszenie linii
węzłowych podczas wybaczania (jeśli spełniony warunek: l

1

≤

35i

y

/

β⋅

(215/f

d

)

0,5

).

Wymiarowanie:
*śebro

dwustronne:

b

s

≥

b

w

/30+40,

t

s

≥

2b

s

⋅

(f

d

/E)

0,5

,

I

s

=2[t

s

⋅

b

s

3

/12+t

s

⋅

b

s

⋅

((b

s

+t

w

)/2)

2

]

≥

k

⋅

b

w

⋅

t

w

3

,

k=1,5(b

w

/a)

2

≥

0,75

*śebro jednostronne (gdy nie jest stosowane do połączeń z belkami stropowymi): b

s

≥

b

w

/24+50,

t

s

≥

2b

s

⋅

(f

d

/E)

0,5

, I

s

=t

s

⋅

b

s

3

/12+t

s

⋅

b

s

⋅

((b

s

+t

w

)/2)

2

≥

k

⋅

b

w

⋅

t

w

3

, k=1,5(b

w

/a)

2

≥

0,75

*Sprawdzenie nośności na ściskanie żebra podporowego: R/(

ϕ⋅

N

Rc

)

≤

1, N

Rc

=A

s

0

⋅

f

d

, A

s

0

=2b

s

⋅

t

s

+30t

w

2

–

pole badanego przekroju (bo przyjmuje się długość współpracującą środnika po 15t

w

w obie strony),

I

s

0

=I

s

+30t

w

⋅

(t

w

)

3

/12, i

s

0

=(I

s

0

/A

s

0

)

0,5

,

λ

=0,8b

w

/i

s

0

,

λ

p

=84(215/f

d

)

0,5

,

ϕ

=[1+(

λ

/

λ

p

)

2,4

]

(-1/1,2)

.

101.

Wymiarowanie płytki stalowej pod stopką belki opartej na murze

p. rys., R

0

/(a

⋅

b)

≤

R

m

 wytrz. obl. muru, R

0

/(t

w

⋅

c

0

)

≤

f

d

, c

0

=a+r+t

f

a

≥

R

0

/(f

d

⋅

t

w

)–r–t

f

, ,

σ

=M

max

/W

≤

f

d

M

max

=

σ

m

0

⋅

0,5

⋅

(b–b

f

)/2, W=a

⋅

t

2

/6

t

≥

0,5(b–b

f

)

⋅

(3

⋅σ

m

0

/f

d

)

0,5

, f

max

≤

(b–b

f

)/1000, f

max

=q

m

k

⋅

0,5(b–

b

f

)

4

/(8EI), I=a

⋅

t

3

/12, q

m

k

=

σ

m

k

⋅

a,

σ

m

k

=

σ

m

0

/

γ

f

t

≥

0,154

⋅

0,5(b–b

f

)

⋅

(

σ

m

k

)

1/3

102.

Połączenie przegubowe belki walcowanej ze słupem wielopiętrowym

Trzeba sprawdzić docisk do stolika: t

⋅

b

⋅

f

db

≥

R, f

db

=1,25f

d

, Frezować górę stolika i jak na rys.

103.

Połączenie przegubowe belki walcowanej z podciągiem walcowanym

1-szy wariant tylko, gdy drugi koniec spoczywa na murze; 2-gi wariant również, gdy belka pomiędzy
dwoma podciągami.
104.

Połączenie przegubowe belki walcowanej z blachownicą

Nie stosować połączeń sprężanych typu C, bo nie będzie możliwości obrotu; W konstrukcjach obc.
dynamicznie nie spawać żeber do dolnej stopki blachownicy; może wystąpić ścięcie trzpieni lub
uplastycznienie ścianki otworu.
105.

Połączenie sztywne belki walcowanej z blachownicą

106.

Kolejność układania spoin w styku montażowym blachownicy

wg. rys., zachowanie tej kolejności minimalizuje wpływ naprężeń własnych.
107.

Główne części słupa. Podział słupów ze względu na przekrój poprzeczny

Części słupa:
*Trzon – podstawowy element nośny, w słupie osiowo ściskanym jest przeważnie prętem
pryzmatycznym. Przekrój poprzeczny może być pełnościenny (pojedynczy element walcowany lub z
kilku elementów walcowanych) lub wielogałęziowy rozdzielny.
*Głowica – służy za podporę dla wyżej położonych części konstrukcji i przekazuje nacisk z tych
części na trzon.
*Podstawa – rozkłada siłę osiową panującą w trzonie na fundament i kotwie słup w fundamencie.
Podział słupów: pełnościenne i wielogałęziowe rozdzielne.
108.

Wpływ imperfekcji (wstępnego wygięcia i naprężeń własnych) na sztywność osiową

Imperfekcje: Naprężenia własne, wygięcie wstępne, mimośród siły ściskającej. Wpływ naprężeń
własnych: niech A

w

=A

f

i c=1/8b

f

, wtedy charakterystyki przekroju zredukowanego: A”=0,833A,

I

x

”=0,785I

x

, I

y

”=0,422I

y

. Wpływ wygięcia wstępnego: skrócenie pręta idealnego:

∆

l=N

⋅

l/EA, niech

f

0

=l/500, wtedy

∆

l”=

∆

l+

π

2

f

0

/4l, itd..

109.

Krzywe

σσσσ

E

,

σσσσ

cr

i

σσσσ

c

jako funkcje smukłości względnej

Siła krytyczna eulerowska: N

E

=

π

2

EI/(

µ

l)

2

=

π

E/(

µ

l)

2

⋅

A

⋅

i

2

=

π

2

E/

λ

2

⋅

A (bo

λ

=

µ

l/i),

σ

E

=N

E

/A=

π

2

E/

λ

2

=

ϕ

E

⋅

f

d

ϕ

E

=

π

2

E/(

λ

2

f

d

),,

σ

cr

=

σ

E

/

γ

=

π

2

E/(

γ⋅λ

2

)=

ϕ

cr

⋅

f

d

ϕ

cr

=

π

2

E/(

γ⋅λ

2

⋅

f

d

),

γ

=4/3,

σ

c

=

ϕ⋅

f

d

,

ϕ

=(1+(

–

λ

)

2n

)

-1/n

, n –

uogólniony parametr imperfekcji, (

–

λ

)=

λ

/

λ

p

 smukłość względna.

110.

Ustalanie smukłości porównawczej pręta ściskanego

λ

p

=

π

/1,15

⋅

(E/f

d

)

0,5

=84(215/f

d

)

0,5

.

111.

Nośność trzonu słupa pełnościennego

N/(

ϕ

N

Rc

)

≤

1, N

Rc

=

ψ⋅

A

⋅

f

d

,

ψ

=1 dla klas 1,2,3,

ψ

=

ϕ

p

dla klasy 4,

ϕ

p

=0,8(

–

λ

p

)

-0,8

dla 0,75

≤

(

–

λ

p

)

≤

1,

ϕ

p

=0,8(

–

λ

p

)

-1,6

dla 1

≤

(

–

λ

p

)

≤

3, (

–

λ

p

)=b/t

⋅

K/56

⋅

(f

d

/215)

0,5

, ścianka typu środnik: K=1, ścianka typu półka:

K=3,

ϕ

=(1+(

–

λ

)

2n

)

-1/n

,

ϕ

=min{

ϕ

x

,

ϕ

y

}, n – uogólniony parametr imperfekcji = 1,2÷2,5, (

–

λ

)=(

λ

/

λ

p

)

⋅

(

ψ

)

0,5

,

λ

=

µ⋅

l

0

/i,

µ

-współczynnik dł. wyboczeniowej, l

0

-długość pręta w osiach podpór,

λ

p

=84(215/f

d

)

0,5

.

112.

Nośność trzonu słupa wielogałęziowego

aN/(

ϕ

N

Rc

)

≤

1,

λ

x

=

µ

x

⋅

l

0

/i

x

,

λ

m

=(

λ

y

2

+m/2

⋅λ

v

2

)

0,5

,

λ

v

– smukłość postaciowa, m – liczba gałęzi słupa, dla

słupa z przewiązkami:

λ

v

=l

1

/i

1

, l

1

– osiowy rozstaw przewiązek, i

1

, promień bezwł. przewiązki

względem osi 1-1, w słupie skratowanym:

λ

v

=5,3

⋅

(A/(n

⋅

A

α

))

0,5

, A – pole przekroju wszystkich gałęzi,

n – liczba płaszczyzn skratowania w kierunku wyboczenia, A

α

=A

D

⋅

tg

α≤

A

D

– pole krzyżulców w

jednej płaszczyźnie, w jednym przedziale skratowania. Jeżeli

λ

x

>

λ

m

projektujemy jak słup

pełnościenny wybaczający się względem osi x, jeżeli

λ

x

<

λ

m

słup będzie się wybaczał względem osi

y, wtedy

ψ

=min{

ϕ

1

,

ϕ

p

},

ϕ

1

(

λ

1

=l

1

/i

1

) – wsp. wyboczeniowy dla jednej gałęzi słupa wybaczającej się

pomiędzy węzłami wiązań.
113.

Siła krytyczna trzonu słupa wrażliwego na działanie siły poprzecznej

114.

Zależność parametru (

κκκκ

/GA) od typu wiązania gałęzi

115.

Sposoby łączenia przewiązki z gałęzią słupa i wymiarowanie mocowania przewiązki

116.

Konstrukcja przepony pośredniej w słupie z przewiązkami i skratowanym

117.

Konstrukcja głowicy słupa pełnościennego dwuteowego

118.

Konstrukcja głowicy słupa dwugałęziowego

119.

Konstrukcja i obliczanie przegubowej podstawy słupa z łożyskiem stycznym

120.

Konstrukcja i obliczanie podstawy słupa dwuteowego tylko z płytą poziomą

121.

Konstrukcja i obliczanie podstawy słupa z płytą poziomą i żebrami pionowymi

122.

Zmniejszanie grubości płyty poziomej podstawy słupa

123.

Otwory na śruby kotwiczne słupa w zależności od sposobu ich zabetonowania

124.

Zależność siły poprzecznej w słupie od imperfekcji geometrycznych

125.

Podział dźwigarów kratowych w zależności od typu ustroju statycznego i od obrysu

126.

Zasady konstruowania kratownic

127.

Wyznaczanie sił w pasach i wykratowaniu na podstawie sił przekrojowych

128.

Ustalanie znaków sił w prętach kratownicy

129.

Obliczanie zastępczego momentu bezwładności dźwigara kratowego

130.

Sposoby zwiększania sztywności giętnej dźwigara z jego płaszczyzny

131.

Długości wyboczeniowe pasa ściskanego dźwigara kratowego

132.

Zasady rozmieszczania tężników połaciowych poprzecznych i tężników pionowych w

przekryciu

133.

Konstrukcja spawanego węzła kratownicy w przypadku, gdy zbiegające się pręty są z

podwójnych kątowników

134.

Konstrukcja spawanego węzła kratownicy w przypadku, gdy zbiegające się pręty są z

połówek dwuteowników

135.

Konstrukcja spawanego węzła kratownicy w przypadku, gdy zbiegające się pręty są z

rur kołowych