Walter W U W ER
NOŚNOŚĆ WKRĘTÓW SAMOWIERCĄCYCH W STALOWYCH POŁĄCZENIACH ZAKŁADKOWYCH
Streszczenie. Celem badań było poszukiwanie sposobów prostego i efektywnego łączenia w lekkich konstrukcjach stalowych profilów giętych na zimno, o zamkniętych przekrojach kwadratowych oraz prostokątnych i grubościach ścianek od 3,0 mm do 5,0 mm. W przedstawionych wynikach doświadczalnych badań rozpoznawczych porównano zachowanie się w połączeniach zakładkowych wkrętów HłLTI - samowiercących THB-6,3 i samogwintu-jących TS-MP52Z 6,3, a także śrub pasowanych M6. Wyniki badania połączeń na zmodyfikowane wkręty samowiercące pozwoliły ustalić ich nośności, różniące się od nośności określonych obowiązującymi przepisami, a także wartości tzw. przemieszczeń "luzowych".
LOADING CA PA CITY OF SELF-D RILLIN G SCREW S IN STEEL LAP CON N EC TIO N S
Summary. The aim of the testing was to find techniques allowing simple and effective connections of cold- formed steel profiles o f closed square and rectangular sections and wall thickness from 3,0mm to 5,0mm, in lightweight steel constructions. In the presented experimental findings o f the introductory testing, the behaviour of HILTI screws - self -drilling THB-6,3 and self-tapping TS-MP52Z 6,3 and also fitted bolts M6 in lap connections - was presented. The obtained results o f tested connections with modified self-drilling screws made it possible to determine their load capacities, which differ from the ones offered by existing regulations, and the values of so called "clearance" displacements.
CHARGE LIM ITE DES VIS A UTO PERCÉES D ANS D ES CO N N EX IO N S D E RECO U V REM ENT D’A CIER
Résumé. L'objet de l'étude est la recherche des moyens simples et effectifs des connexions dans des constructions légères d’acier a profil plié a froid, de coupe fermée et rectangulaire, d'épaisseur de paroi de 3,0 mm a 5,0 mm.
Dans des résultats expérimentaux présentés on a comparé le comportement des vis HILTI THB-6,3 autopercées et TS-MP52Z 6,3 autovissées et aussi des boulons ajustés M6 dans des connexions de recouvrement. Les résultats des recherches des connexions a vis autopercées modifiées ont permis d'établir leurs charges limites, différentes des charges limites déterminées par des normes en vigueur ainsi que les valeurs des dites dislocations "de jeu".
1. W PR O W A D Z E N IE
Z astosow anie stalow ych profilów giętych na zim no o przekrojach cienkościennych w lek
kich konstrukcjach prętow ych (szczególnie w jednokondygnacyjnych budynkach halowych o rozpiętościach do 15 m ) okazało się celow e z punktu w idzenia w ykorzystania cech w ytrzym ałościow ych materiału. Z agadnienia zw iązane z obliczaniem i projektow aniem takich konstrukcji zostały w latach 70. szeroko przedstaw ione w pracach J. B ró d k ifl], Wymieniając wiele zalet tych profilów podkreśla się tam przede w szystkim korzyści polegające na zm niejszeniu zużycia stali o 30% do 50% w porów naniu z odpow iednim i konstrukcjami prętow ym i, projektow anym i z kształtow ników w alcow anych na gorąco, a w [2] przedstawio
no także w ytyczne obliczania i projektow ania p rętów oraz spaw anych w ęzłó w kratownic.
S zeroki asortym ent produkow anych obecnie w kraju stalow ych profilów giętych na zimno - szczególnie o zam kniętych przekrojach kw adratow ych oraz prostokątnych i grubościach ścianek od 3,0 m m do 5,0 m m - zainspirow ał autora artykułu do poszukiw ań sposobów efektywniejszego niż za p o m o cą spaw ania ich łączenia w lekkich, oszczędnych konstrukcjach, takich ja k np.: paw ilony parterow e, kioski, garaże itp. O pracow anie now ej technologii łączenia p rętów z profilów giętych na zim no m oże przyczynić się do zw iększenia dotychczasowego zakresu ich stosow ania w budow nictw ie. N orm a [3] dopuszcza (jako m inim alne) grubości ścianek kształtow ników w ynoszące 3,0 mm, i to naw et w konstrukcjach narażonych na bezpośrednie działanie czynników atm osferycznych; w ym agane w przekrojach rurowych, kłopotliw e w wykonaniu, szczelne zam knięcia końców ek p rętów (gdy ich powierzchnie w ew nętrzne nie są specjalnie zabezpieczone przed korozją) m o g ą okazać się zbędne, jeżeli uw zględnić znaczne w iększą ich odporność n a korozję w porów naniu z przekrojami otw artym i, [4], a ponadto jeśli są w ykonane ze stali trudnordzew iejących.
A utor artykułu, zanim podjął się próby poszukiw ania now ych sposobów łączenia profilów giętych na zim no, w stępnie określił koszty zużycia stali i drew na na konstrukcję nośną klasycznego dachu czterospadow ego o znacznych w ym iarach rzutu poziom ego i pochyleniach połaci. O kazało się, że stal ja k o m ateriał konstrukcyjny m oże być konkurencyjny w stosunku do drew na. K iedy w Stanach Zjednoczonych w zrosły w 1993 roku ceny drew na o 100%, w tedy praw ie p o ło w a spośród w szystkich przedsiębiorstw budow lanych zastąpiła drewno - stosow ane do w ykonyw ania konstrukcji dom ów m ieszkalnych - stalą, podczas gdy jeszcze rok w cześniej dom inacja drew na w budow nictw ie parterow ym w ydaw ała się niezagrożona[5].
2. D O ŚW IA D C ZA LN E B A D A N IA RO ZPO ZN AW CZE
W iatach 1991-93 badano połączenia profilów giętych na zim no z blachami stalowymi, a także blach z blachami, w których jako łączniki zastosow ano sam owiercące w kręty HTT.TT typu THB-6,3 [6], K onstrukcję pierwszych modeli stanowiły pręty o przekrojach rurow ych 60x60x3, obciążone n a każdym końcu za pośrednictem połączonych 4. w krętam i dw u blach grubości 3,0 mm (ry s.l). W kręty osadzono za pom ocą zakrętarki H ILTI typu TS-24,
^ □ 6 0 x 6 0 x 3 21160x40x3
1 ! „ / b i . 6 0 x 6 - 2 1 0 1 - 1 '
■ ti
£ 2 3 ... ...
31“ ---1---
100 80 120
^ 3 ;
90
M 1 2
- e - :
25 30
?5
bl.8 0 x 3 - 2 0 0
3 - 3
WKRĘTY HILTIT H B - 6 , 3
2 - 2
! *""! 1 C Z O
3 —1—
.
t_Y , ! ę ' O4 0 30 30 80 303i
R ys.l. Połączenie pręta o przekroju rurow ym z blachami za pom ocą w krętów sam owiercących H IL TI
F ig .l. Connection o f a pipę section bar w ith sheets using self-drilling screws H ILTI
unieruchamiając wzajem nie łączone elem enty ściskami mechanicznymi, które początkow o próbowano zastąpić kilkom a odmianami szybkowiążących klejów Loctite. Jednak kleje te nie spełniły swojej roli, poniew aż połączenia klejone albo znacznie przew yższały nośność badanych połączeń na w kręty, albo też nie były zdolne przejąć dynamicznych oddziaływań zakrętarki (ścięciu ulegała bow iem często zendra pokryw ająca stykające się pow ierzchnie klejone).
Obciążenia modeli (doraźne i długotrw ałe) realizow ano w maszynie wytrzymałościowej ZD-10/90; czujniki zegarow e 0,001 mm umożliwiały pom iar wzajem nych przem ieszczeń łączonych elementów, natom iast przyklejone do blach czujniki tensom etryczne dostarczały informacji o rzeczywistym udziale blach w przenoszeniu obciążenia. Zakres obciążeń przekazywanych na połączenia w m odelu ustalono w ychodząc z w yrażenia na nośność obliczeniową pojedynczego w kręta na docisk[7]
f ^ o c i ^ t 0 )
oraz z w arunku nośności połączenia
F < F Rj = n t i f d11 (2)
gdzie: a - w spółczynnik docisku w stanie granicznym przechylenia trzpienia i rozerwania blachy, a = 3 > /t/d < 2 ,
fd - w ytrzym ałość obliczeniow a stali, d - zew nętrzna średnica gw intu wkręta,
L t - sum a grubości blach dociskanych w jednym kierunku, n - liczba w krętów w połączeniu,
r) - w spółczynnik redukcyjny, gdy odległość między skrajnymi łącznikam i w kie
runku skupionego obciążenia jest w iększa od 15d; w badanych przypadkach r \ = 1.
Stąd dla połączenia elem entów m odelu w ykonanych ze stali St3S (fd = 2 1 5 M Pa,[3]) na 4 w kręty T H B -6,3, przy grubościach blach t =3,0 mm, o k re ś lo n o :a = 3 -^ 3 /6 ,3 = 2 ,0 7 i a = 2,0 oraz f dx = 2 - 2 1 5 - 103 -6 ,3 -10“3 -3 - 10~3 = 8,13 kN, a FRj = 4-8,13 = 32,52 k N .
Z achow anie się jed n eg o z połączeń w m odelu ja k na rys. 1., podczas 5. kolejnych obciążeń pulsujących w zakresie od 0 kN lub 2,5 kN do F = 27,5 kN, ilustrują w ykresy na rys.2.
Rys.2. W ykres zależności obciążenie - przem ieszczenie dla połączenia ja k na ry s.l Fig.2. D iagram o f the dependency loading-displacem ent for the connection as in Fig. 1 Z rysunku tego w ynika, że: podczas I. obciążenia (krzyw a 1) "w yzwoliły się" przemieszczenia trw ałe rzędu 0,5 mm, w skutek w ystępow ania luzów pom iędzy gw intow anym i trzpieniami w k rętó w a ściankam i o tw orów w blachach (rys.5a); podczas działania następnych obciążeń (krzyw e 2+5) przem ieszczenia trw ałe nadal sukcesywnie narastały, lecz w niewielkim przedziale (0,5+ 0,6) mm, nie w ykazując przy tym stabilizacji; przy realizow aniu 5. obciążenia
na poziomie F = 27,5 kN , odpow iadającym wielkości 0,85FRj , nie obserw ow ano jeszcze żadnych w yraźnych zm ian w połączeniu, np. w postaci obrotu osi trzpieni w krętów w zględem łączonych blach [7], ale ju ż przy w prow adzeniu obciążenia F = FRj = 32,5 kN - po kilku minutach nastąpił spadek siły do w artości F = 26,5 kN (przyjęto FRj = Fn ); po ponow nym zwiększeniu obciążenia do F = 37,5 kN nastąpiło zerw anie i ścięcie trzpienia jednego z 4.
wkrętów połączenia. W yniki pom iarów tensom etrycznych wskazywały na nierów ny rozdział siły na dwie blachy, tj. 0,4F i 0,6F (blacha bardziej w ytężona spow odow ała ścięcie wkręta).
Stąd siła niszcząca pojedynczy w kręt Fln = 0 ,6 • 0,5 • Fn = 0,3 ■ 32,5 = 9,75 k N , a w spółczynnik bezpieczeństwa z uw agi na stan graniczny nośności y = F ,n/fdx = 9,75/8,13 = 1,20. Poniew aż dla 4. próbek w yciętych z elem entów modeli badanych otrzym ano R emin= 259,5 M Pa, stąd
f 4 d ośw = Re,mm/ys= 259,5/1,15 = = 225.6 M Pa, a w g (1) fdxidośw= 8,53 kN, przeto doświadczalny
współczynnik bezpieczeństw a y ^ = 9,5/8,53 = 1,14. (Dla drugiego, podobnego m odelu otrzymano: Fn = 37,5 kN, Fln = 0 ,6 - 0 ,5-Fn - 0 ,3 -3 7 ,5 = 11,25 k N , y = 11,25/8,13 = 1,38, ytów= 11,25/8,53 = 1,32).
W zajemne przem ieszczenia elem entów w połączeniach osiągały w artości rzędu 1,0 mm przy obciążeniach nie przekraczających nośności obliczeniowej FRj.W zględnie duża podatność połączeń była spow odow ana brakiem dostatecznego "przylegania" w krętów do ścianek otworów w łączonych blachach (rys.3a). Podczas zakręcania w iertła grzbiet gw intu o średnicy 0 6,3 m m ,przy średnicy w iertła wynoszącej 0 5,7 mm - częściowo skrawając ściankę otw oru 1 częściowo się w n ią w prasow ując - w nikał na głębokość zaledwie 0,3 mm. M ając na uwadze,
Rys.3.Ilustracja kontaktu trzpieni w krętów z materiałem blach łączonych: a - w kręta TH B-6,3, b - w kręta TS-M P52Z 6,3
Fig.3.Illustration o f th e contact o f screw rods w ith the material o f connected sheets:
a - screw TH B-6,3, b - screw TS-M P52Z 6,3
iż w iertło m ogło w skutek wibracji i trzepotania się w kręta w k ońców ce zakrętarki wykonać ostatecznie o tw ó r w iększy, o średnicy rzędu naw et 6,0 mm, to głębokość w nikania w materiał ścianki m ogła w ynosić tylko 0,15 mm.
R ys.4.W ykres zależności obciążenie - przem ieszczenie dla połączenia ja k na rys.ób z w krętam i T S-M P52Z 6,3
Fig.4.D iagram o f dependency loading-displacem ent fo r the connection as in Fig.6b, with screw s T S-M P 52Z 6,3
R ys.5.W ykres zależności obciążenie - przem ieszczenie dla połączenia ja k na rys.óa ze śrubam i pasow anym i M 6
F ig .5.D iagram o f dependency loading-displacem ent for the connection as in Fig.óa, with fitted bolts M 6
Z nacznie m niejszą podatnością cechow ały się połączenia na w kręty sam ogw intujące FQLTI typu T S -M P 52Z 6,3.[6], których wykonywanie, z technologicznego p unktu w idzenia, jest
bardziej pracochłonne niż na w kręty sam owiercące, poniew aż ich osadzenie w blachach wymaga w iercenia o tw orów 0 5 ,2 mm. W kręty sam ogwintujące miały zapew nione w nikanie gwintu w ścianki o tw orów na głębokość około 0,55 mm (rys.3b). Przykładow o na rys.4 zilustrowano zależność w iążącą obciążenie z wzajemnymi przemieszczeniami rozciąganych blach o grubości 3 m m w połączeniu zakładkowym (jak na rys.ób), wykonanym za pom o cą 4.
w krętów sam ogwintujących. Połączenie poddano działaniu obciążenia narastającego od zera do siły niszczącej, pulsującego kilkakrotnie na poziom ach 24 kN i 28 kN. Przem ieszczenia blach przy obciążeniach F = FRj osiągały dla trzech takich samych połączeń wartości:
0,321 mm, 0,569 mm i 0,437 mm, natom iast siły niszczące wynosiły odpow iednio: 51 kN, 51,5 kN i 54,5 kN. D la porów nania niżej prżytacza się wykres zależności obciążenie - przemieszczenie (rys.5), sporządzony dla połączenia śrubow ego (śruby pasow ane M 6), wykonanego w g rys.óa. Analizując wykresy z rys. 4 i 5 łatw o zauważyć, że obciążeniom F = FRj w obydwu przypadkach połączeń odpow iadał ten sam rząd przem ieszczeń trwałych, sięgający w artości około 0,4 m m i w dalszych rozw ażaniach zdecydow ano się przeto na przyjęcie tej w artości jako granicznej.
Aby w ykorzystać zalety w krętów sam owiercących, przy utrzymaniu w połączeniach przemieszczeń granicznych 8Ligr= 0,4 mm, w ydaw ało się celow e zm odyfikow anie kształtu końcówek w krętów polegające na zmniejszeniu ich średnic[9],
3. DO ŚW IA D CZALN E B A D A N IA PO ŁĄ C ZEŃ N A ZM O D Y FIK O W A N E W K RĘTY SAM OW IERCĄCE
Badaniom podlegało kilkanaście elem entów próbnych - blach o grubości 3 mm, łączonych zakładkowo za pom o cą dw u lub czterech zm odyfikowanych w krętów sam owiercących H ILTI typu THB-6,3 (rys.6). M odyfikacja każdego w kręta polegała przede w szystkim na zmniejszeniu, poprzez spiłowanie, średnicy w ierteł do 0 5 ,1 mm. Elem ent ze zmodyfikowanymi w krętam i, w ykonany w g rys. 6c, poddano 35. cyklom obciążenia naprzemiennego w zakresie około ± 0.75FRj; wykres zależności F - d ilustruje rys. 7.
Maksymalne przem ieszczenia trw ałe po 35. cyklach obciążenia osiągały w artości około
|0,5| m m > 5 Lgr = 0 ,4 mm, i nie wykazywały tendencji do stabilizacji[10].
W celu ustalenia najpierw poziom u obciążeń pulsujących, a następnie naprzem iennych, którym odpow iadałaby stabilizacja przem ieszczeń w połączeniach, przebadano 4 takie sam e elementy próbne (rys.ób) poddając je 58. cyklom obciążenia pulsującego (28.cyklom na poziomie F = 16 kN oraz po 15 cykli na poziom ach 20 kN i 21 kN ), a następnie 3 elem enty (rys.óc) poddając je 45. cyklom obciążenia naprzem iennego (10. cyklom na poziom ie ± 8 kN,
a)
b)
rD
L
r *f
---
O— 2 00
tn fO if)fO
♦ ♦
I
♦ ♦ r
3 2 5 in
m
c )
■ łf» ■ ł-r
•© •© o
•© © J ©©^ r->
2 5 0
pierwsze obciążenie
drugie obciążenie
otwory gwint, dla M16
Rys. 6.M odele badanych połączeń zakładkow ych: a,b - dla obciążeń pulsujących, c- dla obciążeń naprzem iennych
Fig.6.M odels o f tested lap connections: a,b - fo r pulsating loading, c - fo r alternate loading
Fig.7.D iagram o f dependency alternate loading-dispiacem ent fo r the connection as in Fig. 6c, w ith m odified screw s THB-6,3
0.62FRi = 21 kN
60 n
Rys.8.Związek między liczbą cykli n obciążeń pulsujących i przem ieszczeniami 5 dla połączenia ja k na rys. 6b ze zmodyfikowanymi wkrętam i THB-6,3
Fig.8.Relationship betw een the num ber o f cycles n o f the pulsating loading and displacements 5, for the connection as in Fig. 6b, with modified screws THB-6,3
8«10 [mm]
60
40 -
20
0 -20 -40 -
-60 -
-80 -
F= t0.23FD. * 1 0 kN *12kN *13 kN *14kN ±0.44F,
*8 kN
23
♦ - po obciążeniu . , ^ pierwszym
□ - po odciążeniu
o ° o d a □ a
30
- po obciążeniu - po odciążeniu
50 n
drugim
Rys.9.Związek między liczbą cykli n obciążeń naprzem iennych i przem ieszczeniam i 8 dla połączenia ja k na rys. 6c ze zmodyfikowanymi w krętam i THB-6,3
Fig.9.Relationship betw een the number o f cycles n o f the alternate loading and displacem ents 8, fo r the connection as in Fig. 6c, with modified screw s TH B-6,3
Rys. 10. W ykres zależności obciążenie - przem ieszczenie dla 9. cykli obciążenia pulsującego w połączeniu ja k n a rys.8
Fig. 10. D iagram o f dependency loading-displacem ent fo r 9 cycles o f pulsating loading, for the connection as in Fig.8
R y s .ll . W ykres zależności obciążenie - przem ieszczenie dla 7. cykli obciążenia naprze
m iennego w połączeniu ja k n a rys.9
Fig. 11. D iagram o f dependency loading-displacem ent fo r 7 cycles o f alternate loading, for th e connection as in Fig.9
po 5 cykli na poziom ach ± 1 0 kN, ± 1 2 k N , ± 1 3 k N oraz po 10 cykli na poziom ach ± 14 kN}
i ± 15 kN). Przykładow e wyniki badań ilustrują rys. 8 i 9. C harakter zależności F - ó dla pierwszych 9. i 7. cykli obciążeń opisują odpow iednio rys. 10 i 11. Pom iar przem ieszczeń całkowitych, tj. sprężystych 5E łącznie z "luzowymi" 5L oraz tylko przemieszczeń "luzowych", pozwolił stwierdzić, że stabilizują się one przy obciążeniach pulsujących na poziom ie F = Frjzred= 0.59FRj i naprzem iennych - F = FRjzred = ± 0 ,4 4 F Rj. M aksymalne wartości przemieszczeń "luzowych" 8L sięgały odpow iednio: 0,125 mm oraz ± 0,025 mm[6].
4. PO DSU M OW A N IE
Wyniki doświadczalnych badań rozpoznaw czych dow odzą, iż w kręty sam owiercące H ILTI typu THB-6,3 nie pow inny stanowić łączników nośnych w połączeniach, głów nie z pow odu występowania nadm iernych w zajem nych przem ieszczeń elem entów łączonych, sięgających 1,0 mm i braku stabilizacji przem ieszczeń przy obciążeniach cyklicznych.
Przytoczone wyniki badań nośności połączeń zakładkowych, wykonanych za pom ocą zmodyfikowanych w krętów typu TH B-6,3, pozw oliły w yznaczyć w artości zredukow anych nośności FRj ^ dla obciążeń pulsujących i naprzem iennych, przy zagw arantow aniu sprężystej współpracy łączników z blachami.
Badania dostarczyły informacji o w ielkościach przem ieszczeń trwałych w połączeniu o jednym stopniu sw obody luzu, m ogących stanowić podstaw ę do w yznaczania granicznych wartości luzów w układach o wielu stopniach swobody, przy w ykorzystaniu rów nań dla powierzchni granicznej przem ieszczeń "luzowych" [8].
Zachowanie się połączenia zakładkow ego na w kręty w spółpracującego z blachami opisuje model ciała sprężysto - plastycznego z liniowym w zmocnieniem, gdzie z obciążeniem związane są przem ieszczenia "luzowe" - 8L i sprężyste - 8E.
Dla uzyskania możliwości łączenia blach grubszych niż użytych w dośw iadczeniu i zwiększenia nośności połączeń celow a w ydaje się dalsza modyfikacja łączników - w krętów samowiercących na drodze pew nych zmian ich kształtu i wymiarów, co zaproponow ano w projekcie wynalazczym[9].
Przed praktycznym w ykorzystaniem rezultatów badań należałoby jeszcze ich wyniki zweryfikować doświadczalnie na konstrukcji wykonanej w skali naturalnej, zaprojektow anej z profilów giętych na zimno, a następnie porów nać je z wynikami teoretycznym i uzyskanymi z rozwiązania analitycznego[10].
L IT E R A T U R A
[1] B ró d k a J. i inni: Obliczanie i projektow anie konstrukcji z ru r prostokątnych. Zeszyty P roblem ow e "M ostostal", W arszaw a 1977.
[2] B ró d k a I,C z e c h o w sk i A : Tym czasow e w ytyczne obliczania i projektow ania konstrukcji z ru r prostokątnych. P raca C O B PK M "M ostostal", Z eszyt 5, W arszaw a 1975.
[3] PN -90/B -03200. K onstrukcje stalow e.O bliczenia statyczne i projektow anie.
[4] B iijulew W . W . i inni: Projektirow anije m ietalhczeskich konstrukcij. Strojizdat, L eningrad 1990.
[5] Stępiński Z .:R o k stali. M urator, n r 4/94.
[6] W uw er W .: B adania połączeń konstrukcyjnych profilów zim nogiętych z uwzględnieniem obciążeń długotrw ałych. P race B K -567/R B -2/92/93 - S praw ozdanie przejściowe (1992) i koń co w e (1993), Politechnika Śląska, Instytut K onstrukcji B udow lanych, Gliwice 1993 (prace nie publikow ane)
[7] B N - projekt norm y. K onstrukcje stalowe. Połączenia blach i kształtow ników cienkich, 1987.
[8] G aw ęcki A : Sprężysto - plastyczne konstrukcje prętow e z luzami. R ozpraw y nr 185, Politechnika Poznańska, P oznań 1987.
[9] W uw er W .: W kręt łączeniow y, zw łaszcza elem entów stalow ych. P ro jek t wynalazczy P 304730, U rząd Patentow y RP, 1994.
[10] W uw er W . : P ołączenia zakładkow e n a w kręty z uw zględnieniem luzów . Dziewiąta M iędzynarodow a K onferencja "K onstrukcje m etalow e", K rak ó w 1995.
R ecenzent: Prof. zw. d r hab. inż. Jan Kubik
W płynęło do R edakcji 5.06.1995 r.
Abstract
T he p ap er presents findings o f introductory testing o f connections m ade w ith: self-drilling screw s o f HILTT type TH B -6,3 (Fig. 1), self-tapping screws type T S -M P 52Z 6,3 (Fig.6b) and w ith fitted bolts M 6 (Fig.6a). T he findings o f th e testing w ere illustrated w ith respective diagram s as show n in Figures 2, 4, and 5, dem onstrating the relationship betw een mutual displacem ents 5 o f th e connected elem ents and tensile loading F.
D ue to technological advantages o f self-drilling screws, they w ere applied in further testing o f lap connections (Fig.6), but th e connections w ere m ade using m odified screw s HILTI T H B -6,3 (reduction o f th e diam eters o f screw ends from 5,7m m to 5,1m m ) ensuring appropriate adhesion betw een th e screw ro d and hole w all o f th e connected sheets. The m easurem ents m ade w ith dial indicators 0.001m m m ade it possible to state th a t total displacem ents in tested connections, i.e. elastic ôE to g eth er w ith "clearance" 5U and also
"clearance" displacem ents tak en separately, stabilize fo r a specified num ber o f cycles n and
under pulsating loadings w hich reach the level FRjjed = 0.59FRj and alternate ones - FRjjcd = ± 0.44FRj (Fig.8 and 9), w here FRj denotes calculation pressure load capacity o f the connection.
W hen the connection m odel m ade acc. Fig.6c is subjected to 35 cycles o f alternate loading within the range ±0.75FRj, the stabilization o f m utual displacements o f stretched elem ents is not attained (Fig.7).
