XLVIII KONFERENCJA NAUKOWA
KOMITETU INŻYNIERII L
DOWEJ I WODNEJ PAN
I KOMITETU NAUKI PZITB
Opole  Krynica 2002
Antoni BIEGUS1
Dariusz CZEPIŻAK2
BADANIA NOÅšNOÅšCI GRANICZNEJ DWUPRZ
SA
OWYCH
WZMOCNIONYCH BLACH FAA
DOWYCH
1. Wprowadzenie
O doborze kształtowników jednoprzęsłowych blach fałdowych, dla najczęściej występujących
obciążeń i rozpiętości, decyduje zazwyczaj kryterium ich ugięcia [1]. Nośności takich ustrojów
nie są w pełni wykorzystane, co prowadzi do zwiększonego zużycia stali. Ekonomiczniejszymi
wówczas okazują się dwuprzęsłowe blachy fałdowe, które spełniają równocześnie wymagania
stanu granicznego nośności i użytkowania. Jednak nośności ich są często mniejsze od tychże
dla ustrojów jednoprzęsłowych. Wynika to z mniejszej nośności monosymetrycznego
przekroju cienkościennego blach fałdowych, który nad podporą środkową jest zginany
i ścinany (tzw. wytężeniem dociskowym) niż przekroju zginanego w przęśle.
W celu zwiększenia nośności dwuprzęsłowej blachy fałdowej proponuje się ją lokalnie
wzmocnić, stosując w strefie jej podpory środkowej podwójny przekrój poprzeczny [1].
Wzmacniający arkusz blachy fałdowej 2 jest o tym samym kształcie przekroju poprzecznego,
co wzmacniana płyta dwuprzęsłowa 1 (rys. 1). Rozwiązanie to daje znaczące oszczędności
materiaÅ‚owe (okoÅ‚o 15÷20 %) w stosunku do pÅ‚yt wykonanych z grubszych blach.
Blachy fałdowe wzmacniana dwuprzęsłowa 1 i wzmacniająca dwuwspornikowa 2
(rys. 1) mogą być ze sobą zespolone łącznikami i wówczas taki ustrój można traktować jako
belkę ciągłą o skokowo zmiennej sztywności w strefie podpory środkowej. Ze względów
technologicznych, korzystniejszym jest rozwiązanie, gdy blachy fałdowe dwuprzęsłowa 1
i wzmacniająca 2 nie są ze sobą połączone.
Rys. 1. Schemat lokalnie wzmocnionej dwuprzęsłowej blachy fałdowej
1
Prof. dr hab. inż., Wydział Budownictwa Lądowego i Wodnego Politechniki Wrocławskiej
2
Mgr inż., Wydział Budownictwa Lądowego i Wodnego Politechniki Wrocławskiej
168
Dla nie połączonych łącznikami blach fałdowych ich współdziałanie w przenoszeniu
obciążeń zewnętrznych może być inne, niż w przypadku ich zespolenia. Istotnym jest, więc
wyjaśnienie mechanizmu przekazywania obciążenia z blachy fałdowej dwuprzęsłowej na
wspornikową wzmocnienia (gdy nie są ze sobą połączone łącznikami) oraz weryfikacja
założeń matematycznego opisu wytężenia takich konstrukcji analizowanych w [1], [2] i [3].
W pracy przedstawiono wyniki badań doświadczalnych nośności granicznej wzmocnionych
w strefie podpory środkowej dwuprzęsłowych blach fałdowych. Celem tych badań była
identyfikacja ścieżek równowagi granicznej zginanych blach fałdowych dla zmiennych
parametrów geometrycznych wzmocnienia i mechanizmów zmiany ich stanu równowagi.
Doświadczalnie wyznaczone nośności konstrukcji porównano z ich teoretycznymi oszaco-
waniami wg wstępnie analizowanych modeli obliczeniowych w [3]. Pomiary i obserwacje
zebrane w trakcie badań pozwoliły ponadto uściślić i zweryfikować założenia modelu oblicze-
niowego odpowiadającego rzeczywistemu wytężeniu nietypowego układu konstrukcyjnego (skła-
dającego się ze współpracujących, lecz nie połączonych ze sobą blach fałdowych).
2. Opis modeli badawczych
Modelami badawczymi byÅ‚y stalowe, ocynkowane pÅ‚yty faÅ‚dowe T 55×188, o gruboÅ›ci blachy
t = 0.75 mm. Schemat konstrukcji modeli dwuprzęsłowych blach fałdowych pokazano na
rys. 2. Rozpiętość ich przęseł wynosiła l = 2900 mm, szerokość zaś c = 750 mm.
Blachy fałdowe 1 i 2 opierały się półkami węższymi na płaskownikach podporowych 3
o szerokości b = 60 mm. Dla zapobieżenia odkształceniom poprzecznym płyt
( rozchodzeniu się na boki) badanych cienkościennych kształtowników ich fałdy skrajne
połączono śrubami M6 z płaskownikiem podporowym 3. Podpory skrajne modeli miały
swobodę przemieszczeń poziomych, środkowa zaś była podporą nieprzesuwną.
Rys. 2. Schemat modeli wzmocnionych blach fałdowych
Zmiennym parametrem geometrycznym modeli była długość wzmocnienia strefy podpory
środkowej konstrukcji a (rys. 2). Zbadano 6 modeli blach fałdowych, które oznaczono Ma (gdzie
a  długość wzmocnienia strefy podpory środkowej modeli w cm). W modelach M20, M25, M30,
M35 i M40 zastosowano podwójny przekrój poprzeczny na długościach odpowiednio a = 20, 25,
30, 35 i 40 cm z każdej strony podpory środkowej dwuprzęsłowej blachy fałdowej. Kształt i
grubość blachy faÅ‚dowej wzmacnianej i wzmacniajÄ…cej byÅ‚y takie same (T55×188, t = 0.75 mm).
Model M0 nie miał wzmocnienia strefy podpory środkowej ustroju.
Modele zginano monotonicznie narastającym, równomiernie rozłożonym obciążeniem
poprzecznym q. Obciążenie to było przyłożone do półek szerszych blachy fałdowej 1.
W trakcie badań mierzono 4 czujnikami indukcyjnymi przemieszczenia pionowe y
w środku rozpiętości każdego przęsła modelu (rejestrowano ugięcia krawędzi fałd) oraz 4
czujnikami mechanicznymi przemieszczenia u końców wsporników blach fałdowych
wzmocnienia 2.
169
3. Badania doświadczalne wzmocnionych lokalnie blach fałdowych
Zasadniczym celem badań eksperymentalnych wzmocnionych lokalnie blach fałdowych było
wyznaczenie ich ścieżek równowagi statycznej, określenie nośności granicznej i
mechanizmu zmiany stanu równowagi konstrukcji, a także wpływu długości wzmocnienia
blach fałdowych 2 na nośność tych ustrojów oraz identyfikacja mechanizmu współdziałania
blach fałdowych dwuprzęsłowej 1 i wzmocnienia 2.
Ścieżki równowagi statycznej badanych blach fałdowych pokazano na rys. 3. Są to
wykresy średnich ugięć w środku rozpiętości przęseł blach fałdowych (wyznaczone dla 4
punktów pomiarowych) w funkcji ich sumarycznego obciążenia ustroju QMa = 2qlc.
Zachowanie się modeli w trakcie ich obciążenia było podobne jakościowo.
I II
Występowały jedynie różnice ilościowe nośności granicznych QMa i QMa poszczególnych
faz wytężenia konstrukcji, oraz mechanizmów tworzenia się przegubów (załomów)
plastycznych blach fałdowych nad podporą środkową.
Obserwacje poczynione w trakcie badań oraz analizy ścieżek równowagi statycznej
modeli pozwalają wyróżnić 3 fazy wytężenia (zachowania się) badanych ustrojów.
I I
Pierwsza faza wytężenia modeli, dla obciążeń 0 < Qi < QMa (gdzie QMa  obciążenie
przy którym powstaje pierwszy przegub - załom plastyczny blachy fałdowej nad podporą
środkową) jest nieliniowo sprężysta. Powstaniu załomów plastycznych fałd nad podporą
środkową badanych modeli towarzyszyły trwałe przemieszczenia ustroju i zmiana kąta
nachylenia ścieżki równowagi statycznej ustroju. Wystąpienie ich nie wyczerpywało
nośności badanych statycznie niewyznaczalnych konstrukcji cienkościennych. Badane
modele dwuprzęsłowych blach fałdowych miały zdolność przenoszenia wzrastających
obciążeń i była to druga faza wytężenia tych ustrojów.
I II
Drugą fazę wytężenia konstrukcji, dla obciążeń QMa < Qi < QMa , charakteryzuje
zmniejszenie sztywności giętnej ustroju w porównaniu z fazą pierwszą.
II
Wyczerpanie nośności modeli dla obciążeń Qi = QMa , następowało po utworzeniu się w
środku rozpiętości przęseł blach fałdowych drugiego przegubu (załomu) plastycznego fałd i
zamianie ustroju w mechanizm. Towarzyszył temu gwałtowny spadek nośności ustroju. Jest
to trzecia faza wytężenia zginanych dwuprzęsłowych blach fałdowych.
Badane modele różniły się mechanizmami tworzenia się przegubu (załomu)
plastycznego nad ich podporą środkową.
W modelu M0 (bez wzmocnienia) w pierwszej kolejności powstawały załomy
plastyczne w półkach węższych kształtownika w obrębie podpory pośredniej, w wyniku
dociskowego załomu (zniszczenia) środników fałd (web crippling). Nazwano je dociskowym
załomem plastycznym. Powstał on w wyniku skoncentrowanego oddziaływania reakcji
podporowej na cienkościenny przekrój obciążony giętnie (wytężenie interakcyjne).
Szerokość dociskowego załomu plastycznego fałdy odpowiadała szerokości płaskownika
podporowego b = 60 mm (na którym opierała się blacha fałdowa). Po utworzeniu się tego
załomu plastycznego zmieniła się sztywność ustroju, lecz miał on zdolność przenoszenia
wzrastających obciążeń. Wyczerpanie nośności dwuprzęsłowej blachy fałdowej bez
wzmocnienia nastąpiło po utworzeniu się zgięciowego załomu plastycznego [4] w przęśle
tego ustroju. Polegał on na załomowym zniszczeniu półki szerszej blachy fałdowej w wyniku
jej ściskania od zginania. Towarzyszył temu gwałtowny spadek nośności konstrukcji.
W modelach M35 i M40 obserwowano pod koniec pierwszej fazy obciążania ustroju
tworzenie się dociskowych załomów plastycznych w strefach ich podpór środkowych, a
deformacje obu blach fałdowych 1 i 2 tworzyły się równocześnie i miały ten sam kształt.
170
Rys. 3. Ścieżki równowagi statycznej lokalnie wzmocnionych nad podporą środkową
dwuprzÄ™sÅ‚owych blach faÅ‚dowych T 55×188, t = 0.75 mm
171
W modelach M20, M25 i M30, w ich obrębie podpory środkowej obserwowano
niezależne tworzenie się w blachach fałdowych wzmacnianej 1 i wzmacniającej 2 dwóch
rodzajów załomów plastycznych. Pod wzrastającym obciążeniem ustroju, przekroje
dwuprzęsłowych blach fałdowych 1 nad podporą środkową  podnosiły się . W ściskanej
półce węższej wzmacnianej, dwuprzęsłowej blachy fałdowej 1 tworzył się zgięciowy załom
plastyczny jaki obserwowano w zginanych płytach fałdowych jednoprzęsłowych [4]. W
wzmacniającej blasze fałdowej 2, która opierała się na podporze środkowej powstawało
dociskowe zniszczenie środników i półki węższej, o szerokości płaskownika podporowego 
tworzył się dociskowy załom plastyczny. Zgięciowe załomy plastyczne fałd dwuprzęsłowej
blachy fałdowej 1 były losowo usytuowane w stosunku do osi podpory środkowej, a ich
szerokość była różna od załomu dociskowego we wzmacniającej blasze fałdowej 2.
Powstaniu załomów plastycznych w obrębie podpory środkowej (pod koniec pierwszej
fazy wytężenia) towarzyszyło zmniejszenie sztywności wszystkich wzmocnionych lokalnie
modeli. W następnej fazie ich wytężenia miały one zdolność przenoszenia wzrastających
obciążeń. Wyczerpanie ich nośności następowało po utworzeniu się zgięciowych załomów
plastycznych w przęsłach ustroju. Załomy plastyczne ściskanych półek szerszych fałd były
losowo usytuowane w stosunku do środka rozpiętości przęseł ustroju.
W tabl. 1 podano obciążenia modeli, przy których tworzyły się załomy plastyczne nad
I II I
podporą środkową QMa i w środku rozpiętości przęseł QMa . Obciążenie QMa oszacowano
jako współrzędne punktu przecięcia prostych aproksymujących I i II fazę wytężenia ustroju.
Obciążenie średnie Ma wyznaczono dla 5 modeli wzmocnionych blach fałdowych.
Tablica 1. Wyniki badań modeli wzmocnionych blach fałdowych
i
Faza
Obciążenia graniczne QMa modeli [kN]
wytężenia
modelu
Ma
M0 M20 M25 M30 M35 M40
I
QMa 12.00 15.80 16.80 18.00 16.50 18.40 16.90
II
QMa 16.20 20.00 20.80 21.80 18.60 20.80 20.40
4. Analiza wyników badań
Badane zginane dwuprzęsłowe blachy fałdowe są statycznie niewyznaczalnymi
konstrukcjami cienkościennymi o przekrojach klasy 4. Ich ścieżki równowagi statycznej były
podobne jak dla ustrojów statycznie niewyznaczalnych o przekrojach grubościennych, z
wyjÄ…tkiem fazy, gdy zmieniajÄ… siÄ™ one w mechanizm.
Uplastycznione przekroje nad podporą środkową badanych blach fałdowych (w których
powstały załomy plastyczne) miały zdolność przenoszenia obciążeń. W przypadku, gdyby
ich nośność zmalała do zera wystąpiłby gwałtowny przyrost momentów zginających oraz
przemieszczeń przęseł, gdyż ustrój przyjąłby schemat dwóch belek jednoprzęsłowych.
Ponieważ moment zginający nad podporą środkową belki dwuprzęsłowej jest taki sam jak w
środku rozpiętości belki jednoprzęsłowej nastąpiłoby niemal równoczesne wyczerpanie
nośności konstrukcji. Takiego przebiegu zjawiska wyczerpania nośności ustroju nie
II
odnotowano w badaniach, gdyż obciążenia graniczne modeli QMa były większe od obciążeń
I
QMa przy którym powstawał pierwszy przegub plastyczny. Należy zaznaczyć, iż aktualne
przepisy projektowania konstrukcji o przekrojach cienkościennych (klasy 4) dopuszczają
jedynie do sprężystej analizy wyznaczania sił wewnętrznych w takich ustrojach.
172
W granicznym stanie wytężenia badanych blach fałdowych brak było fazy
plastycznej pracy, a zmiana stanu równowagi zachodziła w sposób nagły i towarzyszył jej
spadek nośności ustroju (uplastycznione przekroje cienkościenne nie zachowują swej
nośności).
Zastosowanie zdwojonego przekroju w strefie podpory środkowej badanych blach
fałdowych zwiększało obciążenie wywołujące uplastycznienie przekroju podporowego w
I I
stosunku do ustroju bez wzmocnienia o 40.8 % ( QMa / QM 0 = 1.408). Prócz zwiększonej
nośności wzmocnionego ustroju odnotowano zmniejszenie się jego ugięć o około 35% w
stosunku do blach fałdowych bez wzmocnienia. Dla blach fałdowych wzmocnionych i bez
wzmocnienia dla różnych ich obciążeń granicznych przy których tworzyły się pierwsze
załomy plastyczne, ugięcia ustroju były w przybliżeniu takie same.
Projektując cienkościenne elementy nie można wykorzystać zapasów ich nośności
wynikającej z redystrybucji sił wewnętrznych (w następstwie powstawania kolejnych
przegubów plastycznych). Po utworzeniu się pierwszego przegubu plastycznego przyrost
obciążenia, przy których tworzył się drugi przegub wynosił dla modelu bez wzmocnienia
I I
0.350 QM 0 , dla modeli wzmocnionych 0.208 QMa . Tak więc potencjalnie niewykorzystane
zapasy nośności wzmocnionych blach fałdowych są mniejsze niż w ustroju bez
wzmocnienia, przy równoczesnym lepszym wykorzystaniu nośności przekrojów
przęsłowych blach fałdowych.
Badania zginanych blach faÅ‚dowych T 55×188×0.75 o zdwojonym przekroju w strefie
podpory środkowej nie wykazały wyraz
nego wpływu długości lokalnego wzmocnienia na
nośność oraz sztywność ustroju. Jednak w zależności od długości strefy zdwojonego
przekroju badanych blach fałdowych wstąpiły w stanie granicznym różne mechanizmy
tworzenia się załomów plastycznych fałd na podporze środkowej w płycie dwuprzęsłowej 1 i
wspornikowego wzmocnienia 2.
Wykonane badania o charakterze rozpoznawczym wykazały wielowątkowość i
złożoność podjętego tematu. Na złożoność analiz ilościowych nośności badanych ustrojów
składają się różne nośności przekrojów blach fałdowych. Są to nośności przekroju na
zginanie: w położeniu pozytywnym MR,poz (dla dodatniego momentu zginającego i V = 0;
przekrój krytyczny w środku przęsła ustroju), w położeniu negatywnym MR,neg, (dla
ujemnego momentu zginającego i V = 0), przy równoczesnym działaniu siły poprzecznej V
(nośności interakcyjne) MR,V,poz, MR,V,neg, a także równoczesnym działaniu lokalnej siły
skupionej F (np. reakcji podporowej, nośność interakcyjna) MR,F,neg, (przekrój krytyczny na
podporze środkowej dwuprzęsłowej blachy fałdowej). Wyznaczenie tych nośności
(szczególnie interakcyjnych) wiąże się z koniecznością wykonania obszernych, dodatkowych
badań teoretycznych i doświadczalnych. Stąd też wykonane analizy ilościowe
przeprowadzonych badań należy uznać za wstępne oszacowanie wytężenia ustroju.
Wyniki badań doświadczalnych porównano z analizowanymi w [3] modelami teore-
tycznymi wytężenia wzmocnionych blach fałdowych, o schematach pokazanych na rys. 4.
Rys. 4. Schematy statyczne modeli obliczeniowych wzmocnionych blach fałdowych
173
Są to schematy statyczne blach fałdowych: model 1  zepolonych ze sobą łącznikami, model
2  połączonych z podporą bez zespolenia ze sobą, model 3  bez połączenia z podporą i bez
zespolenia ze sobÄ….
W modelu 1 przyjęto, że środniki blach fałdowych wzmacnianej 1 i wzmacniającej 2
mogą być zespolone w wyniku tarcia i zakleszczenia fałd. Taką konstrukcję można
traktować jak belkę o skokowo zmiennej sztywności w strefie wzmocnienia, o schemacie
pokazanym na rys. 4a, a sposób analizy sił wewnętrznych ustroju przedstawiono w [1].
Przedstawiony w [2] model obliczeniowy wytężenia ustroju pokazany na rys. 4b,
dotyczy sytuacji w której obie blachy fałdowe są połączone z podporą środkową łącznikami i
nie są zespolone ze sobą na długości. W pracy [2] udowodniono, iż dwuprzęsłowa
wzmacniana blacha fałdowa 1 przekazuje obciążenie na blachę fałdową wzmocnienia 2 w
jednym punkcie przez koniec wspornika. Przyjęty do analiz wytężenia ustroju schemat
statyczny (dla symetrycznego obciążenia ustroju) składa się z belki podpartej przegubowo w
punkcie 3 i sztywno w punkcie 1 oraz wspornika zamocowanego sztywno w punkcie 4.
Koniec wspornika (w punkcie 5) połączono nieodkształcalnym prętem z belką w punkcie 2.
Blachy fałdowe mogą być mocowane do podpór pośrednich nie w każdej fałdzie płyty
(np. w co drugiej fałdzie). Wykonane badania doświadczalne wykazały, że w przypadku
braku łączników mocujących dwuprzęsłowe blachy fałdowe do podpór może dochodzić do
ich  podnoszenia się w strefie podpór pośrednich. Taki ustrój nie spełnia założeń modelu 2
(rys. 4b), w którym ograniczono przemieszczenia pionowe podpory belki w punkcie 1. W
związku z tym rozpatrzono model 3 (rys. 4c) aproksymujący wytężenie wzmocnionych
dwuprzęsłowych blach fałdowych nie zespolonych ze sobą na długości wzmocnienia i nie
przymocowanych do podpór pośrednich. W schemacie tym przyjęto, iż podpora belki w
przekroju 1 ma swobodę przemieszczeń pionowych i ograniczony obrót (sztywne
zamocowanie). Rozwiązanie ścisłe takiego schematu obliczeniowego wzmocnionej blachy
fałdowej (nie zespolonej ze sobą na długości wzmocnienia) podano w [3].
Z uwagi na przyjęte założenia w rozpatrywanych w [1], [2] i [3] modelach teoretycz-
nych mogą one być analizowane jedynie jako wstępne oszacowanie dla sprężystego zakresu
wytężenia badanych ustrojów (do fazy utworzenia się pierwszego załomu plastycznego).
Aproksymacyjny charakter tych oszacowań wynika między innymi z nieuwzględnienia
zanikającej sztywności statycznie niewyznaczalnego ustroju cienkościennego.
W początkowej fazie wytężenia obserwowano zakleszczanie się blach fałdowych nad
podporą środkową. W związku z tym rozpatrzono hipotezę o możliwości współdziałania
blach fałdowych w wyniku tarcia. Nie potwierdziły tego analizy ilościowe, w których do
oszacowań wytężenia badanych doświadczalnie ustrojów przyjęto obliczeniowy model 1
(pokazany na rys. 4a). Rozpatrywany w pracy [1] obliczeniowy model 1 (rys. 4a) nie jest
więc adekwatny dla analizy wytężenia badanych blach fałdowych, w których brak było ich
mechanicznego zespolenia Å‚Ä…cznikami.
W analizowanych w [2] i [3] modelach obliczeniowych konstrukcji (schematy na rys
4b i 4c) stwierdzono wpływ długość blachy wzmacniającej na wytężenie ustroju (na moment
zginający w strefie podpory środkowej). Takiej wyraz
nej zależności wpływu długości
wzmocnienia nie potwierdziły wykonane (stosunkowo ograniczone) badania nośności blach
fałdowych. Wpływ ten może jednak występować w stanie wytężenia sprężystego ustroju, a
wyjaśnienie tego zjawiska wymaga innej metodologii badań doświadczalnych (między
innymi badań tensometrycznych wytężeń poszczególnych blach fałdowych).
Na podstawie badań modelu M0 (bez wzmocnienia) oszacowano interakcyjną nośność
przekroju blach fałdowych na zginanie w położeniu negatywnym MRF,neg = 2.17 kNm.
Przyjmując za podstawę analiz ilościowych MRF, neg wyznaczono teoretyczne oszacowania
nośności badanych doświadczalnie blach fałdowych. Obliczone sprężyste obciążenia
174
graniczne dla modeli obliczeniowych 2 i 3 (wg rys. 4b i c) podano w tabl. 2. Uzyskano
stosunkowo dobrą zgodność wyników doświadczalnych i oszacowań teoretycznych wg
modelu 2 (różnice sprężystych obciążeń granicznych nie przekraczają 6.0%). W przypadku
oszacowań wg modelu teoretycznego 3 (rys. 4c) teoretyczne obciążenie sprężyste jest
większe nawet 14.5% od wyniku uzyskanego doświadczalnie.
Wykonane badania doświadczalne potwierdziły skuteczność zaproponowanego sposo-
bu zwiększania nośności wieloprzęsłowych blach fałdowych. Dla badanych blach fałdowych
uzyskano stosunkowo dobrą zgodność z modelem 2 (rys. 4b) szacowania nośności ustroju.
Równocześnie oprócz weryfikacji założeń w przyjmowanych modelach obliczeniowych
przeprowadzone badania i analizy wskazały na potrzebę wyjaśnienia m. in. interakcyjnej
nośności zdwojonego przekroju zginanego i ścinanego reakcją podporową, a także redystry-
bucji sił wewnętrznych w tak wytężonym przegubie plastycznym. Tematyka ta jest przed-
miotem prowadzonych aktualnie dalszych badań wzmacnianych lokalnie blach fałdowych.
Tablica 2. Analiza wyników badań modeli wzmocnionych blach fałdowych
i
Obciążenia graniczne QMa modeli [kN]
Sposób wyznaczenia
I
nośności ustroju QMa M25 M30 M35 M40
M20
Doświadczalnie 15.80 16.80 18.00 16.50 18.40
wg. modelu 2 na rys. 4b 16.70 16.90 17.10 17.30 17.50
wg. modelu 3 na rys. 4c 17.40 18.40 20.00 19.50 16.90
Literatura
[1] BIEGUS A, Lokalnie wzmocnione blachy fałdowe. Inżynieria i Budownictwo Nr 2/2001.
[2] BIEGUS A. CZEPIŻAK D., Analiza statyczna wzmocnionych blach fałdowych. X Między-
narodowa Konferencja Naukowo-Techniczna  Konstrukcje Metalowe , Gdańsk 2001.
[3] BIEGUS A. CZEPIŻAK D., Analiza porównawcza modeli wytężenia wzmocnionych
blach fałdowych. XLVII Konferencja Naukowa KILIW PAN i KN PZITB, Krynica 2001.
[4] BIEGUS A., Nośność graniczna ściskanych blach fałdowych. Wrocław, Prace Naukowe
Instytutu Budownictwa Politechniki Wrocławskiej, Seria Monografie Nr 38/18, 1983.
RESEARCH OF LOAD-BEARING CAPACITY OF TWO-SPAN
STRENGTHENED CORRUGATED SHEETS
Summary
In order to reach an increase of the load-capacity of the two-span corrugated sheet a double
cross section has been used in the central support (Fig. 1). Corrugated sheet 2 has the same
cross section as strengthened sheet 1 and is not connected with two-span sheets 1.
Experimental investigations of the load-bearing capacity for 6 corrugated sheets T
55×188×750, 0.75 mm thickness have been executed. Obtained values of the load-bearing
capacity have been compared with corresponding theoretical assessments of model. The
theoretical model have been presented in work [3].