1.
Zalety i wady konstrukcji stalowych. Sposoby walki z wadami.
Zalety: duŜa wytrzymałość na rozciąganie, ściskanie i ścinanie, materiał izotropowy, względnie lekki
(tzn.
ρ⋅
g/f
d
= 0,365e-3
⋅
1/m jest mniejsze niŜ 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, duŜa 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 (dowoŜone w odcinkach prostych) np. płaskownik, pręty płaskie lub Ŝebrowane. 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
duŜa anizotropowość. Blachy Ŝeberkowe
zwiększona wytrzymałość. Wszystkie blachy: w kierunku grubości najmniejsza wytrzymałość i
ciągliwość. (środek ścinania s – pkt, przez który musi przejść wypadkowa sił poprzecznych, Ŝeby
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 – dąŜenie do uzyskania największych ziaren krystal.). Z
kaŜdego ośrodka siatka narasta w innym kierunku. w przestrzeniach międzyziarnowych zbierają się
zanieczyszczenia innymi pierwiastkami
duŜa 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.
RóŜnice 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 zdąŜy 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 moŜna
go skrócić do 1÷2 godzin.
13.
Wykres równowagi energetycznej Fe–C
14.
Proces obróbki cieplnej stali. WyŜarzanie i hartowanie
Hartowanie – ogrzewa się o 30÷50° powyŜej 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 poniŜej temperatury T
1
, a następnie wychładza (b. powoli). Ten
proces zwiększa twardość i wytrzymałość, ale równieŜ plastyczność (w porównaniu do hartowanej).
Hartowanie + odpuszczanie
stal ulepszona cieplnie.
WyŜarzanie odpręŜające (do b. odpowiedzialnych konstrukcji spawanych) pomaga pozbyć się
napręŜeń własnych (ich największe wartości są po spawaniu). Nagrzać do temp. 600° – następuje
wtedy relaksacja napręŜeń. NapręŜenia wykonują pracę i znikają.
WyŜarzanie rekrystalizujące: w wyniku zgniotu materiału uzyskuje się duŜą wytrzymałość w kierunku
poziomym i minimalną w kierunku prostopadłym. Materiał zgnieciony naleŜy poddać wyŜarzaniu
rekryst. przez podgrzanie do temperatury T
rekr
= 0,4T
topnienia stali
, T
topn
=1500° dla stali uŜywanej w
budownictwie.
15.
Przykład wykresu napręŜeń własnych. Warunki równowagi tych napręŜeń 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 moŜliwe 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 stoŜka 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 uŜywanej 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 wyŜszej 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 obciąŜeniach
dynamicznych – pęka), Y – półuspokojona.
Stal niskowęglowa konstrukcyjna wyŜszej jakości posiada: niŜszą zawartość C (mniej wytrzymała),
duŜą jednorodność, czystość, nie ma duŜego rozrzutu. Symbole stali wyŜszej 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 Ŝelazo (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 moŜna jej kuć, ani walcować – słabe własności plastyczne). Stal otrzymuje się
w procesie świeŜenia (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 Ŝelaza 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 ŜuŜlem (z wypalonego węgla).
Krzepnięcie odbywa się we wlewnicach – powstają pęcherze (moŜna zawalcować), jama usadowa i
Ŝ
uŜel – 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.
ZaleŜność 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.
ZaleŜność granicy plastyczności od temperatury
Wszystkie najwaŜniejsze 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 obciąŜeń
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 moŜe mieć kilka odmian plastyczności.
Gdy stal jest krucha, potrzeba małej pracy łamania, im niŜsza temperatura, tym mniejszej.
31.
Próba zmęczeniowa. Schemat obciąŜenia. Charakterystyka cyklu zmęczeniowego
32.
Kształt i opis krzywej zmęczeniowej stali
33.
Hipoteza Palmgrena–Minera
34.
Przekrój krytyczny konstrukcji. Liczba tych przekrojów w zaleŜności od hiperstatyczności
ustroju
Przekrój krytyczny – miejsce, w którym jest największe prawdopodobieństwo zniszczenia elementu
kiedy obciąŜenie będzie rosło proporcjonalnie do jednego z parametrów. Liczba przekrojów
krytycznych = stopień stat. niewyznaczalności + 1
35.
Nośność elementu konstrukcyjnego. RóŜnica między normowym i fizycznym stanem
granicznym
Element pracuje dopóki we włóknach skrajnych nie pojawi się napręŜenie 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 obciąŜeń w poszczególnych stanach granicznych
Kombinacje obc. ustala się w zaleŜności od rozpatr. stanu granicznego wg PN-76/B-03001, w wyniku
analizy moŜliwych wariantów jednoczesnego działania róŜnych obciąŜeń. ObciąŜenia powinny być tak
dobrane, aby dawały najbardziej niekorzystny efekt w rozpatrywanym stanie granicznym.
W stanach granicznych nośności: kombinacja podstawowa składa się z obciąŜeń 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 uŜytkowania: kombinacja podstawowa składa się z wszystkich obciąŜeń
stałych i jednego najbardziej niekorzystnego obc. zmiennego –
Σ
G
ki
+ Q
k
; kombinacja obciąŜeń
długotrwałych składa się z obc. stałych i długotrwałych części obciąŜeń zmiennych –
Σ
G
ki
+
ΣΨ
di
⋅
Q
ki
37.
Sprawdzanie SGN materiału w stanie jednoosiowego i wieloosiowego stanu napręŜeń
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 obciąŜone 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: moŜna 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
) –
napręŜenia średnie dla przekr. brutto,
∆σ
- napręŜenia 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 stęŜony 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 przybliŜony dla dwuteowników swob. podpartych widełkowo,
obciąŜonych 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
złoŜonym
stanie
napręŜenia:
(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 obciąŜeń, nie uwzględnia się
współczynników dynamicznych, osłabienia przekrojów otworami na łączniki, obciąŜenia 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 uŜyteczności
publicznej w belkach stropowych o l>12m
n=1/T
≥
5Hz. RóŜnica częstotliwości drgań wzbudzonych
i własnych konstr. naraŜonych 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, Ŝe 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 złoŜonym 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 wyraŜonej 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 spręŜające – pracują przede wszystkim dzięki tarciu występującymi między łączonymi
elementami, powstającego wskutek docisku przez spręŜenie śrubami
niewielkie koncentracje
napręŜeń 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 obciąŜenia osiowego na poszczególne łączniki
proporcjonalnie do ich nośności. Przy obciąŜeniu 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 cięŜkości grupy łączników po
jednej stronie styku.
Odległość od czoła blachy w kierunku obciąŜenia: 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 spręŜonego: 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:
*ObciąŜenie osiowe siłą F połączenia złoŜonego z n łączników: F
≤
F
Rj
=n
⋅η⋅
S
R
, S
R
- miarodajna nośność
obliczeniowa łącznika (zaleŜna od rodzaju stanu granicznego: S
Rv
, S
Rb
, S
Rs
),
η
- współczynnik
redukcyjny zaleŜny od odległości l między skrajnymi łącznikami w kierunku obciąŜenia: l
≤
15d
η
=1, else
η
=1–(l–15d)/200d
≥
0,75
*ObciąŜenie 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 obciąŜenia F, S
i,M
=M
0
⋅
r
i
/(
Σ
(r
i
)
2
) – siła składowa od obciąŜenia 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 naleŜy 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 połoŜenie 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 obciąŜenia
ω
i
. Ponadto
przyjmuje się, Ŝe udział w przenoszeniu sił od momentu mają co najwyŜej 3 szeregi śrub
rozmieszczone w bezpośrednim sąsiedztwie pasa rozciąganego.
Odległość swobodnej krawędzi blachy w kierunku prost. do płaszczyzny obciąŜenia: 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 spręŜonego: 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 niespręŜane 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 spręŜane obciąŜone 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 spręŜane obciąŜone 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 Ŝeber usztywniających blachę doczołową, w połączeniach złoŜonych uwzględnia się tylko
gdy brak Ŝeber i dla zewn. szeregu śrub
ω
i
>1/
β
, w zginanych złoŜonych – gdy brak Ŝeber i występuje
tylko zewnętrzny szereg śrub.
*Nośność połączeń prostych: N
≤
N
Rj
=1/
β⋅
n
⋅
S
R
*Nośność połączeń złoŜonych: 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 Ŝebrem usztywniającym: M
Rj
=S
Rr
⋅Σ
i=p
p+k-
1
m
i
⋅ω
ri
⋅
y
i
2
/y
max
; b) połączenie bez Ŝebra: 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 inŜynierskich.
51.
Nośność śruby w połączeniu kategorii A – p. pyt. 47
52.
Wytrzymałościowe i wykonawcze cechowanie śrub
Klasy śrub oznacza się symbolem złoŜonym 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 wyraŜonej 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 montaŜowym środnika belki
Najpierw oblicza się S
R
p. pyt. 47, potem połoŜenie środka cięŜkości grupy łączników: x
0
=S
y
/A,
odległości nitów względem środka cięŜkości: x
i
, y
i
, r
i
,
Σ
r
i
2
, e
v
- odl. między środkami cięŜkości grup
łączników po obu stronach połączenia, M
0
=V
⋅
e
v
, wybieramy łącznik najbardziej obciąŜony (ten, który
jest najdalej od środka obrotu, i w którym sumują się składowe siły), obliczenie siły składowej dla
łącznika najbardziej obciąŜonego: 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 obciąŜającej złącze zakładkowe wzdłuŜ 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 złoŜonym kategorii D i F – p. pyt 49
60.
Normowy warunek nośności w połączeniu doczołowym kategorii D i F obciąŜonym
momentem – p. pyt 49
61.
Podział spoin. Typy spoin czołowych jedno- i dwustronnych
Podział spoin ze względu na:
*pracę spoin (nośne- słuŜą do przenoszenia sił, wymiary naleŜy 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 róŜnych grubościach
p. rys., naleŜy zapewnić ciągłą zmianę przekroju stosując pochylenie nie większe niŜ: 1:1 przy
obciąŜeniach statycznych, 1:4 przy obciąŜeniach dynamicznych. JeŜeli przesunięcie krawędzi
czołowych nie jest większe niŜ grubość cieńszej blachy i nie przekracza 10mm, to wymagane
pochylenie moŜna 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 duŜej 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 naleŜy krater dokładnie przetopić. Spoinę
bez kraterów spawalniczych moŜna teŜ 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 moŜna 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 naleŜy 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, moŜna przyjmować
a=1,3a
nom
– dla spoin jednowarstwowych, a=1,2a
nom
≤
a
nom
+2mm – dla spoin wielowarstwowych. JeŜeli
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 moŜna przyjmować a
nom
=t
1
. Długość obl. spoin
przyjmuje się równą sumarycznej długości
Σ
l
i
, przy czym w przypadku spoin nieciągłych moŜna
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 naleŜy stosować: w strefach nagłej zmiany przekroju belki lub
równoczesnego występowania znacznych napręŜeń normalnych i stycznych (np. nad podporami belek
ciągłych, w naroŜach ram), w przypadku obciąŜeń 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
– napręŜenia w przekroju obliczeniowym połączenia w stanie
spręŜystym (tu
τ
nie występuje)
warunek:
σ
/
α
⊥
≤
f
d
,
α
⊥
,
α
||
– odpowiednie współczynniki
wytrzymałości spoiny, które naleŜy zmniejszyć: o 10% jeśli spoina montaŜowa, o 20% jeśli spoina
pułapowa, o 30% jeśli montaŜowa 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 napręŜeń 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 napręŜeń średnich do maksymalnych (p. poprz. pyt.),
72.
Normowy warunek nośności na spoinę pachwinową podłuŜną lub poprzeczną w połączeniu
zakładkowym obciąŜonym 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 podłuŜną lub poprzeczną w połączeniu
zakładkowym obciąŜonym 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, obciąŜonych siłą przechodzącą
mimośrodowo względem ich środka cięŜkości
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 nałoŜono 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 ŜuŜel 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, ŜuŜlotwórcze, odtleniające i odazotujące
stopiwo, regulujące skład chemiczny stopiwa, upłynniające ŜuŜel, wiąŜące 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 ŜuŜel. Nadmiar topnika pozostały na spoinie
jest zasysany z powrotem do leja zasypowego. B. duŜa wydajność: 1m/min, czyli 5÷40
×
szybciej niŜ
ręcznie.
78.
Układanie spoiny o duŜej grubości
Spoina o duŜej grubości: czołowa o gr.>6mm, pachwinowa o gr.>8mm. Spoinę wykonuje się
ś
ciegami, jest to spoina wielowarstwowa. KaŜda warstwa moŜe być wykonana jednym ściegiem
zakosowym lub kilkoma prostymi. Ściegiem nazywa się warstwę stopiwa ułoŜoną 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, Ŝe 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), ŜuŜle (po kaŜdym ściegu trzeba oczyścić spoinę z ŜuŜla)
(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 zaleŜności od ilości wad konstrukcje zalicza się do klas: 1 (najlepsza), 2, 3. PoniewaŜ zniszczenie
elementu stalowego konstrukcji budowlanej jest zawsze związane z zagroŜeniem Ŝycia ludzkiego,
spawane elementy stalowe budowli zalicza się do klasy 1. Wytwórnia elementów stalowych powinna
mieć uprawnienia do wykonywania połączeń spawanych klasy 1, a więc naleŜeć 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
równowaŜnik
węgla:
C
e
=C+Mn/6+(V+Cr)/5+Cu/13+P/2+0,0024t [mm], t – grubość blach spawanych. JeŜeli 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 napręŜeń 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 obciąŜenie nie przechodzi przez środek ścinania i
zamocowanie uniemoŜliwia 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 obciąŜona 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
złoŜonych 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 Ŝeber 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 obciąŜenia ścianki.
93.
Nośność przekroju belki na ścinanie
p. pyt. 41 i 39 (ściskanie Ŝeber) 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
ObciąŜenie krytyczne to takie, przy którym belka traci stateczność, czyli następuje zwichrzenie giętno-
skrętne (trzy składowe przemieszczenia: u, v,
φ
). Dla belki swobodnie podpartej obciąŜonej 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
stęŜony sztywną tarczą, dwuteowników walcowanych, gdy l
1
≤
35i
y
/
β⋅
(215/f
d
)
0,5
, przykłady – p. rys.
98.
Nośność środnika podciągu walcowanego pod ułoŜoną 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 Ŝebro.
99.
Nośność środnika podciągu blachownicowego pod ułoŜoną 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 Ŝebro.
100.
Zadanie Ŝebra poprzecznego w blachownicy i dobór jego geometrii
ś
ebro zapewnia niezmienność konturu przekroju poprzecznego w miejscach występowania duŜych
wartości siły tnącej (np. na podporze), zapobiega uplastycznieniu środnika w miejscach przyłoŜenia 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 Ŝebra 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 równieŜ, gdy belka pomiędzy
dwoma podciągami.
104.
Połączenie przegubowe belki walcowanej z blachownicą
Nie stosować połączeń spręŜanych typu C, bo nie będzie moŜliwości obrotu; W konstrukcjach obc.
dynamicznie nie spawać Ŝeber do dolnej stopki blachownicy; moŜe wystąpić ścięcie trzpieni lub
uplastycznienie ścianki otworu.
105.
Połączenie sztywne belki walcowanej z blachownicą
106.
Kolejność układania spoin w styku montaŜowym blachownicy
wg. rys., zachowanie tej kolejności minimalizuje wpływ napręŜeń własnych.
107.
Główne części słupa. Podział słupów ze względu na przekrój poprzeczny
Części słupa:
*Trzon – podstawowy element nośny, w słupie osiowo ściskanym jest przewaŜnie prętem
pryzmatycznym. Przekrój poprzeczny moŜe być pełnościenny (pojedynczy element walcowany lub z
kilku elementów walcowanych) lub wielogałęziowy rozdzielny.
*Głowica – słuŜy za podporę dla wyŜej połoŜonych 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 napręŜeń własnych) na sztywność osiową
Imperfekcje: NapręŜenia własne, wygięcie wstępne, mimośród siły ściskającej. Wpływ napręŜeń
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 krzyŜulców w
jednej płaszczyźnie, w jednym przedziale skratowania. JeŜeli
λ
x
>
λ
m
projektujemy jak słup
pełnościenny wybaczający się względem osi x, jeŜeli
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 wraŜliwego na działanie siły poprzecznej
114.
ZaleŜność 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 łoŜyskiem stycznym
120.
Konstrukcja i obliczanie podstawy słupa dwuteowego tylko z płytą poziomą
121.
Konstrukcja i obliczanie podstawy słupa z płytą poziomą i Ŝebrami pionowymi
122.
Zmniejszanie grubości płyty poziomej podstawy słupa
123.
Otwory na śruby kotwiczne słupa w zaleŜności od sposobu ich zabetonowania
124.
ZaleŜność siły poprzecznej w słupie od imperfekcji geometrycznych
125.
Podział dźwigarów kratowych w zaleŜności 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 tęŜników połaciowych poprzecznych i tęŜników 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