Lokalnie wzmocnione wieloprzęsłowe blachy fałdowe o przekroju zdwojonym

W rozdziale 1 przedstawiono sposoby zwiększenia nośności wieloprzęsłowych blach fałdo-wych w wyniku stosowania w strefach ich podpór pośrednich lokalnego wzmocnienia dodatkowym arkuszem blachy fałdowej lub celowego przyjęcia zakładów uciąglających.

Zwiększanie nośności blach fałdowych przez lokalne stosowania przekroju zdwojonego za-proponował Biegus w [26, 31, 32]. Według Biegusa w przypadku pełnego zespolenia arkuszy blach w strefie wzmocnienia (np. poprzez zastosowanie dużej liczby łączników) do obliczeń tego rodzaju konstrukcji można przyjmować model belkowy o skokowo zmieniającej się sztywności na długości (rys. 2.15). Przy czym nośność i sztywność strefy wzmocnionej przyjmuje się jako podwojoną no-śność przekroju pojedynczego. Nie rozważa on natomiast przypadku częściowego zespolenia blach lub sytuacji, w której łączniki nie są konieczne jak np. w przypadku konstrukcji na rys. 2.15b.

Obecnie brak jest wytycznych dotyczących sposobu szacowania sił wewnętrznych, nośności i sztywności lokalnie wzmocnionych blach fałdowych. Brak jest wiedzy o nośności na docisk, zgi-nanie, oraz interakcyjnej nośności na docisk i zginanie zdwojonego przekroju blach fałdowych w strefie wzmocnienia. Nie jest rozpoznane zagadnienie przekazywania obciążeń w strefie wzmoc-nienia dla różnych schematów zespolenia blach fałdowych (uciąglenia na zakład, wzmocnienie do-datkowym arkuszem blachy fałdowej od strony włókien ściskanych lub rozciąganych) oraz różnej liczby i sposobu rozmieszczania łączników.

Problem uciąglonych blach fałdowych jest zbliżony do zagadnienia nośności płatwi cienko-ściennych łączonych na zakład. Uciąglone płatwie wieloprzęsłowe są obecnie powszechnie wyko-rzystywane w budownictwie stalowym niemniej nie ma normowych uregulowań w kwestii ich pro-jektowania. Wobec tego projektowanie uciąglonych wieloprzęsłowych płatwi cienkościennych od-bywa się, głównie na podstawie badań doświadczalnych, przez zespoły inżynierskie producentów płatwi. Wyniki badań, ze względu na tajemnice handlową, nie są udostępniane publicznie.

Rys. 2.15. Lokalnie wzmocnione blachy fałdowe: a) i b) schematy konstrukcji, c) schemat statyczny ustroju [26] W [39, 40, 41, 58, 59, 60] Chung i Ho przedstawili badania doświadczalne i numeryczne wieloprzęsłowych płatwi zetowych uciąglonych w wyniku łączenia na zakład. Badając modele jed-noprzęsłowe (składające się z dwóch elementów połączonych na sześć śrub) uogólniają otrzymane wyniki na ustroje dwu i czteroprzęsłowe. Należy zaznaczyć, że płatwie nie opierają się bezpośred-nio na ryglach, a są mocowane do nich środnikami za pomocą specjalnych podpórek i dzięki temu

a)

b)

nie występuje dociskowe zniszczenie środnika (web crippling). Chung i Ho stwierdzają, że przekro-je zdwojone nie osiągają pełnej nośności, ani sztywności przekrojów łączonych. Według ich badań, w zależności od badanego przekroju i długości strefy zakładu nośność, przekrojów zdwojonych wynosiła od 0.79 do 1.60 nośności przekrojów pojedynczych, sztywność zaś od 0.10 do 1.42 sztywności przekroju pojedynczego. Chung i Ho podali procedury szacowania nośności i ugięć ustrojów z uwzględnieniem interakcyjnego wytężenia momentem zginającym i siłą poprzeczną przekroju oraz podatności połączeń.

W przypadku blach fałdowych opierających się bezpośrednio na ryglach czy płatwiach za-gadnienie jest bardziej skomplikowane niż w przypadku płatwi. Dla blach fałdowych istotna jest in-terakcyjna nośność zdwojonego przekroju podporowego na zginanie i docisk od reakcji podporowej (badania Chung’a i Ho nie poruszają tego problemu). Również wyjaśnienia wymaga sposób współ-pracy elementów na długości zakładu, gdzie dochodzi do zakleszczania i tarcia arkuszy blach fał-dowych o siebie. Ponadto w zależności od poziomu naprężeń ściskających w ściankach zmienia się sztywność konstrukcji na jej długości. Istotna jest również podatność połączeń. Co więcej wszyst-kie powyższe czynniki nieliniowo zależą od poziomu wytężenia konstrukcji.

Badania lokalnie wzmocnionych blach fałdowych prowadzone są przez Biegusa i autora od 2000 roku. W pracy [17] przedstawiono wyniki własnych badań rozpoznawczych 5 modeli dwu-przęsłowych blach fałdowych T 55/188/0.75 wzmocnionych „od dołu” w strefie podpory pośredniej i jednego modelu niewzmocnionego (rys. 2.16a).

Rys. 2.16. Wyniki badań dwuprzęsłowych wzmocnionych blach fałdowych T55/188/0.75: a) ścieżki równowagi sta-tycznej, b) porównanie ŚRS ustrojów niewzmocnionych (N) i wzmocnionych (opis w tekście) [17] a)

W badaniach zmieniano długości wzmacniającej blachy fałdowej (nie połączonej z ustrojem wzmacnianym), a modele obciążano woreczkami z piaskiem. Rozpiętość przęseł badanych modeli wynosiła l = 2900 mm, długość wzmacniającej blachy fałdowej zaś a = 200, 250, 300, 350 i 400 mm. Na rys. 2.16b porównano doświadczalnie wyznaczone ścieżki równowagi statycznej (ŚRS) badanych blach fałdowych: niewzmocnionej (N) i lokalnie wzmocnionej arkuszem o długości 300 mm z każdej strony podpory środkowej (W) zginanych obciążeniem równomiernym Q. W ŚRS można wyróżnić fazę sprężystego wytężenia ustrojów, które kończą się utworzeniem w strefie pod-pory pośredniej pierwszego quasi-przegubu (załomu plastycznego; oznaczono go na ŚRS zaciem-nioną kropką) o nośnościach odpowiednio Q i ₁^N Q . W etapie końcowym drugiej fazy wytężenia ₁^W badanych blach fałdowej powstaje załom plastyczny w przęśle (oznaczono go na ŚRS kółkiem) i ustrój zmieniając się w mechanizm osiąga nośność graniczną odpowiednio Q i ^N₂ Q . Na podstawie ^W₂ analizy wyników badań pokazanych na rys. 2.16 można sformułować następujące wnioski.

• W blachach fałdowych niewzmocnionych dochodzi do pierwszego zniszczenia przekroju na podporze środkowej pod wpływem interakcyjnego działania momentu zginającego i docisku reakcją podporową (faza 1), a konstrukcja zamienia się w mechanizm, kiedy ulega zniszcze-niu przekrój przęsłowy (faza 2). Należy zaznaczyć, że nośność graniczna ustroju Q w fa-^N₂ zie 2, jest około 44.6% większa od nośności Q w fazie 1 (rys. 2.16b), i w związku z tym ₁^N okazuje się, że redystrybucja momentu zginającego w kierunku przęsła jest znacząca.

• W wzmocnionych blachach fałdowych zawsze najpierw następuje zniszczenie krytycznego przekroju w pobliżu podpory pośredniej (faza 1), a potem w strefie środkowej przęsła. War-to odnoWar-tować, że obecność w konstrukcji wzmocnienia (podwójnego przekroju poprzeczne-go) odsuwa przekrój krytyczny od podpory środkowej, w miejsce gdzie jest znacznie mniej-szy moment zginający, a także efekt interakcyjnego działania momentu zginającego i doci-sku. W ogólności stwierdza się, że Q i ₁^W Q są proporcjonalne do długości wzmocnienia, ^W₂ podczas gdy wielkość redystrybucji momentu zginającego zależy w głównej mierze od cha-rakterystyki deformacji przekroju zdwojonego.

• Należy zauważyć, iż obciążanie graniczne wzmocnionej blachy fałdowej W 2

Q jest o 53.6% większe od obciążenia granicznego konstrukcji niewzmocnionej Q . Ponadto, iloraz ₂^N

W 2

Q /Q przyjmuje wartość 1.23, co wskazuje na ograniczoną możliwość redystrybucji ₁^W momentu zginającego w wzmocnionych blachach fałdowych.

Przeprowadzone badania wykazały wielowątkowość i złożoność podjętego tematu. Biegus i Czepiżak opracowali również wstępne, uproszczone modele analizy wytężenia wzmocnionych dwuprzęsłowych blach fałdowych (rys. 2.17) [12, 14, 15, 20, 21].

Rys. 2.17. Schematy statyczne modeli obliczeniowych dwuprzęsłowych wzmocnionych blach fałdowych: 1, 2, 6, 4 – przekroje krytyczne [14]

Są to modele prętowe z ewentualnymi dyskretnymi połączeniami arkuszy na końcu strefy wzmoc-nienia i na podporze pośredniej. Na rys. 2.17a pokazano model o skokowo zmiennej sztywności w strefie wzmocnienia. Odpowiada on pełnemu zespoleniu arkuszy blach fałdowych wzmacnianej i

wzmacniającej. Model na rys. 2.17b odpowiada przypadkowi dyskretnego połączenia arkuszy w miejscu podpory pośredniej oraz połączenia lub nie na końcu strefy wzmocnienia. Model 2.17c opi-suje sytuację bez łączników w przekroju podpory pośredniej oraz ich obecność lub brak na końcu strefy wzmocnienia.

Analizy wytężenia blach fałdowych przeprowadzone z wykorzystaniem tych modeli pozwo-liły m.in. stwierdzić, że sposób zespolenia ze sobą blach fałdowych i połączenia ich z podporą środkową ma niewielki wpływ na wytężenia przęsłowe wzmacnianych ustrojów. Dla modeli 2 i 3 (rys. 2.17) wartości przęsłowych momentów zginających są niewiele większe (maksymalnie o 4%) niż w modelu 1. Ponadto zauważono, że w przypadku wszystkich modeli wzrost długości lub sztywności wzmocnienia powoduje zmniejszenie przęsłowych momentów zginających i zwiększe-nie momentów podporowych co pokazano na rys 2.18. Z analizy rys. 2.18 wynika, iż w przypadku wzmocnionych blach fałdowych istotna jest identyfikacja sztywności w strefie wzmocnienia, która zależy od długości elementu wzmacniającego, grubości blach (sztywności wzmocnienia), sposobu połączenia blach, podatności połączeń itd. Zmiana sztywności strefy wzmocnienia powoduje zmia-nę wytężenia konstrukcji (zmiazmia-nę rozkładu sił wewzmia-nętrznych).

Zaproponowane modele nie uwzględniają istotnych zjawisk jak np. zakleszczania się blach fałdowych w strefie wzmocnienia, zmiany sztywności konstrukcji pod wpływem jej wytężenia, czy podatności połączeń. Mimo to dały ogólny pogląd na wytężenie wzmocnionych dwuprzęsłowych blach fałdowych i pozwoliły na sprecyzowanie celów dalszych badań.

Rys. 2.18. Momenty zginające w belce o różnej sztywności i długości strefy wzmocnienia podpory pośredniej [18]