Badania nośności dwuprzęsłowych płyt warstwowych Dr inż. Jan Gierczak, Politechnika Wrocławska 1 Wprowadzenie W laboratorium PWr. przeprowadzono badania dwuprzęsłowych płyt warstwowych, o rozpiętości 2 x 6,0m, produkcji KINGSPAN w skali naturalnej, obciążonych równomiernie i statycznie. Celem badań było określenie nośności granicznej płyt warstwowych oraz wyznaczenie ścieżki równowagi statycznej. Płyty były podparte na dwóch przeciwległych krawędziach i w środku rozpiętości tworząc w przekroju belkę dwuprzęsłową. Badano następujące rodzaje płyt: XD 70 blacha trapezowa o gr. 0,7 mm płyta dwuprzęsłowa sztuk 3; XD 70 blacha trapezowa o gr. 0,9 mm płyta dwuprzęsłowa sztuk 3; Badania przeprowadzono w laboratorium w następujących modelach: 1. P12.1 XD 70 0,7mm (108) l o 2. P12.2 XD 70 0,7mm (108) l o 3. P12.3 XD 70 0,7mm (108) l o 4. P12.4 XD 70 0,9mm (108) l o 5. P12.5 XD 70 0,9mm (108) l o 6. P12.6 XD 70 0,9mm (108) l o. 2. Dane techniczne płyt warstwowych Płyty warstwowe KS1000 XD z rdzeniem izolacyjnym z pianki poliuretanowej przeznaczone są do stosowania jako przekrycia dachowe w połączeniu z wierzchnią warstwą wodoszczelną. Warstwa wodoszczelna może być wykonana z membrany PCV i EPDM mocowanej mechanicznie lub z papy bitumicznej termozgrzewalnej. Płyty te mają zastosowanie w układach konstrukcyjnych dachu z płatwiami lub w systemie bezpłatwiowym o minimalnym spadku dachu 2%. Płyty te wolno stosować w obiektach, których minimalna temperatura wewnętrzna jest większa od 5 0 C. Do produkcji płyt KS1000 XD jest używana blacha stalowa ocynkowana ze stali S250GD+Z275 według PN- EN 10326:2005 pokryta od strony widocznej powłoką poliestrową grubości 25 mm, a od strony rdzenia zabezpieczona jest lakierem podkładowym zwiększającym przyczepność do izolacji. Każdorazowo badano dwie płyty (XD 70) o szerokości 2 x 1000 mm. Przylegające płyty były łączone, po swojej długości, wkrętami. Parametry płyt, które składały się z pianki poliuretanowej oraz z blachy trapezowej podano za zleceniodawcą w tabeli 1. Blacha trapezowa była wykonana ze stali o granicy plastyczności R e = 220 MPa o grubościach 0,7 mm i 0,9 mm. Płyta trapezowa ma wysokość 108 mm, półka górna jest o szerokości 183 mm o usztywnieniu o szerokości 128 mm, półka dolna jest o szerokości 40 mm. Środnik tworzy z płaszczyzną pionową kąt 117 0 i jest co 36 mm usztywniony. Poliuretan ma grubość mierzonej od półki górnej 70 mm. 3. Opis stanowiska badawczego Dla płyt dwuprzęsłowych stanowisko składało się z trzech kozłów stalowych, na których spoczywały badane płyty. Dwie płyty oparte są na całej krawędzi prostopadłej do fałd blachy trapezowej, tj. na szerokości Tabela 1. Parametry wytrzymałościowe badanej płyty Stal Gatunek S220GD+Z275 Gęstość nominalna 43,0±3 kg/m 3 Wytrzymałość na ściskanie (wartość średnia) 277,65 kpa Wytrzymałość na ściskanie (wartość minimalna) 178,20 kpa Wytrzymałość na ściskanie przy 10% odkształceniu (wartość średnia) 273,50 kpa Pianka rdzenia Wytrzymałość na ściskanie przy 10% odkształceniu (wartość minimalna) 187,90 kpa Moduł sprężystości przy ściskaniu średni 6,61 MPa Moduł sprężystości przy ściskaniu minimalny 4,53 MPa Wytrzymałość na rozciąganie średnia 94,3 kpa Wytrzymałość na rozciąganie minimalna 39,9 kpa 133
Tabela 2. Równoważne obciążenie równomierne rozłożone Belka dwuprzęsłowa obciążenie od rzędu 1 do i obciążenie równomiernie rozłożone [kn/m 2 ] Belka dwuprzęsłowa obciążenie od rzędu 1 do i obciążenie równomiernie rozłożone [kn/m 2 ] 1 0,017 13 1,327 2 0,066 14 1,423 3 0,142 15 1,536 4 0,243 16 1,662 5 0,365 17 1,798 6 0,505 18 1,942 7 0,658 19 2,091 8 8,23 19.5 2,166 9 0,994 20 2,241 10 1,168 20.5 2,312 11 1,197 21 2,389 12 1,251 21,5 2,456 2,00 m. Kozły były rozstawione co 6,0 m. Szerokość podparcia badanych płyt na kozłach skrajnych i środkowych wynosiła 65 mm. Podpora środkowa dla badań dla modelu P12.5 została zwiększona do 120 mm, a dla modelu P12.6 do 160 mm. Czujniki zegarowe były rozstawione w 2,25 m od podpór zewnętrznych dla modelu P12.1. Dla pozostałych badań rozstaw ten zwiększono do 2,75 m od podpór skrajnych. Oparcie płyty na koźle oporowym wynosiło na krańcach po 65 mm. Czujniki pomiarowe były rozmieszczone w środku rozpiętości, co drugą fałdę oraz przy podporze. Dodatkowo sprawdzano kąt obrotu podpory za pomocą dwóch czujników zegarowych. Odczyty przemieszczeń były wykonywane z dokładnością do 0,001 mm. Obciążenia płyt fałdowych z poliuretanem odbywało się etapami. Kolejność obciążenia płyt pokazano na rysunku1. Za obciążenie użyto woreczków z piaskiem o wadze 10 kg. Płyty badane były obciążane zgodnie z rysunkiem w rzędach po 7 woreczków, co 30 cm. W płytach dwuprzęsłowych układano woreczki począwszy od pierwszego rządu. Rząd od 1 do 10 składał się z 7 woreczków po 4 kolumny. Dwie kolumny były od pod- Rys. 2. Symulowane obciążenie równomierne workami wypełnionymi piaskiem pór zewnętrznych usytuowane 15 cm, a dwie następne kolumnę były usytuowane po 15 cm z jednej i drugiej strony od podpory środkowej. Rząd od 11 do 19 składał się 2 x 2 x 6 woreczków pomiędzy rzędami od 1 i 2 do 9 10. Rząd 19,5 składał się z 2 x 6 woreczków usytuowanych w środku płyty dwuprzęsłowej. Rząd 20 składał się z 2 x 6 woreczków układanych 30 cm od środka rozpiętości płyt w stronę podpory środkowej. Natomiast rząd 20,5 składał się z 2 x 6 woreczków układanych 30 cm od środka rozpiętości płyt w stronę podpór zewnętrznych. Rzędy 21 i 21,5 oraz rząd 22 i 22,5 był układany odpowiednio 60 i 90 cm od środka płyt warstwowych. Rys. 1. Schemat statyczny stanowiska badawczego dla płyty dwuprzęsłowej 134
4. Wyniki Wyniki badań zestawiono na wykresach obciążenie przemieszczenie. Wykresy pokazują ścieżkę równowagi statycznej dla badanego elementu. Obciążenie zamieniono na równoważne obciążenie równomiernie rozłożone zgodnie z tabelą 2. Za wyczerpanie nośności granicznej przyjęto pojawienie się pierwszego załomu plastycznego widocznego nieuzbrojonym okiem. Dalsze obciążanie następowało po trwałych i widocznych załomach plastycznych. Za stan graniczny użytkowania przyjęto przekroczenie przemieszczeń L/200, tj. 30 mm. Badane modele niszczyły się nad podporą środkową w miejscu występowania największego momentu zginającego oraz siły tnącej. W tabeli 3 pokazano wartości graniczne dla SGN i SGU mierzone obciążeniem zastępczym równomiernie rozłożonym. Na fotografii 3 pokazano załomy plastyczne zniszczonych płyt. Widoczne są trwałe załomy plastyczne. Na rysunkach 4 i 5 pokazano ścieżki równowagi statycznej dla modeli P12.3 i P12.6. W tabeli 3 dla stanu granicznego użytkowania SGU i stanu granicznego nośności SGN jest duża zgodność dla modeli w poszczególnych grupach. Interesującym porównaniem może być SGN i SGU dla samej blachy trapezowej. W tabeli 4 podano nośności dla poszczególnych modeli otrzymane z doświadczenia i oszacowane teoretycznie. Oszacowanie teoretyczne ugięć i nośności dla modeli P12.1 P12.6 Tabela 3. Zestawienie wyników badań doświadczalnych Model Szerokość podpory SGN SGU pośredniej w [mm] [kg/m 2 ] [kg/m 2 ] 200,0 P12.1 (158,7) * 166,0 200,0 P12.2 132,7 (142,3) * 65 200,0 P12.3 142,3 (142,3) * 253,3 P12.4 (209,1) * 179,8 P12.5 120 253,3 (194,2) * 179,8 P12.6 160 253,3 (209,1) * 179,8 * w nawiasach podano początek tworzenia się załomu plastycznego Rys. 3. Powstałe załomy plastyczne w fazie końcowej dla modelu P12.6 obliczono przy założeniu, że nie następuje redukcja półek ściskanych według teorii Winter a. Założono, że poliuretan o grubości 70 mm zabezpiecza półki ściskane przed wyboczeniem lokalnym. W obliczeniach nie uwzględniano współpracy poliuretanu w przenoszeniu obciążeń. Ponadto, nie uwzględniono wpływu siły skupionej w strefie podporowej działającej na środnik blachy trapezowej. W tym przypadku poliuretan wypełniający fałdę pomaga w przenoszeniu obciążenia skupionego, tzn. reakcji środkowej belki dwuprzęsłowej. Takie podejście szacowania ugięć i nośności elementów pozwala oszacować ugięcia płyt oraz nośność płyty. W tabeli 4 w kolumnie 3 podano dwie wartości. Wartość nośności blachy przy przyjęciu do obliczeń granicy plastyczności f y =220 MPa, natomiast w nawiasach wartość przy użyciu granicy doraźnej f u = 300 MPa. Dokładność oszacowania nośności modeli można zwiększyć, wykonując obliczenia blachy trapezowej bez udziału pianki poliuretanowej i wykorzystując granicę doraźną blachy f u. Świadczyć to może, że po przekroczeniu granicy plastyczności w półkach blachy trapezowej nie następuje odspajanie blachy od poliuretanu. 5. Wnioski i zalecenia Na podstawie przeprowadzonych badań doświadczalnych i obserwacji możemy stwierdzić: Tabela 4. Porównanie wyników badań z teoretycznymi modelami obliczeniowymi Modele SGN z badań q d SGN q t Błąd SGU q d SGU q t Błąd 1 2 3 4 5 6 7 [kg/m 2 ] [kg/m 2 ] [%] [kg/m 2 ] [kg/m 2 ] [%] P12.1 3 147,8±3,7% 112,6 31,3 (153,5) (3,7) 147,0 142,2 3,4 P12.4-6 204,1±4,9% 135,1 51,0 (184,2) (10,8) 179,8 170,6 5,4 q d obciążenie uzyskane z doświadczenia, q t obciążenie uzyskane teoretycznie, SGN, SGU odpowiednio stan graniczny nośności i użytkowania 135
q [kn/m 2 ] 2,5 2 1,5 Model P12.3 q [kn/m] 3 2,5 2 Model P12.6 1 0,5 1,5 1 0,5 0 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 y [mm] 0 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 y [mm] Rys. 4. Ścieżka równowagi statycznej dla modelu P12.3 Płyty dwuprzęsłowe o rozpiętości 2 x 6,0 m ulegają zniszczeniu nad podporą środkową; pojawiał się załom plastyczny w środniku i powiększał się w miarę dalszego obciążania modelu; ścieżka równowagi statycznej ma charakter nieliniowo-sprężysto-plastyczny. Płyty z pianką poliuretanową charakteryzują się innym modelem zniszczenia niż blachy trapezowe, które to posiadają ścieżkę równowagi statycznej o charakterze nieliniowo-sprężysto-kruchym. Pęknięcia spoin pachwinowych Rys. 5. Ścieżka równowagi statycznej dla modelu P12.6 Zaproponowany model szacowania nośności i ugięć blachy trapezowej przy założeniu braku redukcji półek ściskanych pozwala oszacować SGN i SGU z dokładnością nieprzekraczającą 10,8%. BIBLIOGRAFIA [1] Gierczak J., Badania laboratoryjne płyt warstwowych KINSPAN w Akredytowanym Laboratorium Instytutu Budownictwa PWr, PWr., I-2,Raport serii SPR 37/2006 w połączeniach widełkowych prętów kratownic stalowych Dr hab. inż. Eugeniusz Hotała, mgr inż. Mateusz Parzonka, Politechnika Wrocławska 136 1. Wprowadzenie W wielu kratownicach stalowych, szczególnie w konstrukcjach dachów hal przemysłowych (rys. 1), stosowane są spawane połączenia prętów tych kratownic z blachami węzłowymi w widełkowej formie konstrukcyjnej. Podłużne wycięcia w prętach wykratowania (słupkach i krzyżulcach), wykonanych z kątowników, teowników lub dwuteowników, ułatwiają wpasowanie tych elementów w blachy węzłowe podczas wytwarzania kratownic, zarówno w warsztacie, jak i na montażu. W takich połączeniach stosowane są najczęściej spoiny pachwinowe na całej linii kontaktu krawędzi wycięcia pręta z blachą węzłową (rys. 2). Wykonuje się więc podstawowe pachwinowe spoiny podłużne W1 (rys. 2), zakończone krótkimi spoinami poprzecznymi W2 i W5. Spoiny poprzeczne wyraźnie ograniczają zdolność do odkształceń plastycznych spoin podłużnych, a ponadto przyczyniają się do powstania niedopuszczalnych niezgodności spawalniczych (szczególnie pęknięć) w rejonie ich występowania. Przykłady takich pęknięć przedstawiono w dalszej części pracy. W lekkich kratownicach dachowych, wykonanych z prętów walcowanych o stosunkowo małych przekrojach, występowanie pęknięć w należycie wykonanych spoinach poprzecznych W2 i W5 (rys. 2) nie jest zjawiskiem powszechnym. Inna sytuacja ma jednak miejsce w przypadku kratownic o znacznych rozpiętościach, w których stosuje się elementy o dużym polu przekroju, odprowadzające bardzo intensywnie ciepło ze spoin i SWC (strefy
Rys. 1. Widok fragmentu kratownicy dachowej z widełkowymi połączeniami pojedynczych kątowników i blachami węzłowymi wpływu ciepła) podczas stygnięcia w przypadku niezastosowania zabiegów spowalniających proces chłodzenia. Kumulacja tego zjawiska wraz z ograniczeniem zdolności do odkształceń plastycznych spoin (będącym efektem wykonania krótkich odcinków poprzecznych W2 i W5) może prowadzić do powstania w nich pęknięć, które jako niedopuszczalne niezgodności spawalnicze stanowią przeszkodę podczas odbioru konstrukcji, a ich usunięcie jest dość trudne. Pęknięcia w rejonie koncentracji naprężeń spawalniczych, a więc szczególnie w rejonie spoin W2, powodują odprężenie tych stref połączeń i w niektórych przypadkach mogą nie mieć wyraźnego wpływu na nośność całego połączenia spawanego poddanego obciążeniom statycznym. Zagadnienia te nie były do tej pory przedmiotem kompleksowych badań, gdyż zgodnie z [6] występowanie pęknięć (nr 100,104 wg [5]) dla poziomów jakości B, C i D uznaje się za niedopuszczalne. Autorzy niniejszej pracy podjęli próbę oceny zachowania się i nośności widełkowych połączeń spawanych z pęknięciami w spoinach poprzecznych, poddanych Rys. 2. Przykład spawanego połączenia widełkowego teownika (1/2IPE) z blachą węzłową. Zaznaczono spoiny pachwinowe W1, W2, W5 oraz spoiny czołowe W3, W4 obciążeniom statycznym jednokrotnym. Przewiduje się również badania takich połączeń z pęknięciami w warunkach niewielkiej liczby cykli obciążeń obliczeniowych. Zaprezentowano wstępne rezultaty prowadzonych aktualnie badań. 2. Pęknięcia spoin w połączeniach widełkowych W spawanych połączeniach węzłów kratownic mogą wystąpić różnorodne defekty, będące skutkiem niewłaściwego ukształtowania połączenia, bądź błędów w procesie technologicznym spawania. Wady takie są kwalifikowane na podstawie normy [5] do jednej z 6 grup. Największą grupę stanowią różnorodne pęknięcia, które ze względu na ich kształt można podzielić na podłużne, poprzeczne i promieniowe. Biorąc za podstawę klasyfikacji lokalizację ich występowania, można wyróżnić pęknięcia w materiale podstawowym, w SWC oraz w metalu spoiny (w szczególności w kraterze, gdzie ich obecność jest dość częsta). Jeśli weźmiemy pod uwagę moment inicjacji tych defektów, a także procesy zastosowane podczas, bądź po spawaniu, można wyróżnić m.in.: pęknięcia gorące przy krzepnięciu oraz pęknięcia zimne, spowodowane obniżoną plastycznością (pęknięcia kruche), a także pęknięcia wywołane starzeniem (dyfuzją azotu). Kolejną grupą niezgodności spawalniczych są pustki, m.in.: pustki gazowe, pęcherze gazowe, skupiska porowatości, jamy skurczowe oraz kratery. Wśród niezgodności spawalniczych wyróżnia się również wtrącenia stałe w postaci żużla, topnika, tlenku, niemetaliczne oraz warstewki tlenków. Odrębny zbiór defektów stanowią przyklejenia i braki przetopu, w których wyodrębnia się przyklejenia, niepełny przetop oraz wtopienia kolcowe. Oddzielnie klasyfikowane są niezgodności kształtu i wymiarów (podtopienia, nadlewy, asymetria itp.) oraz inne nieprawidłowości w miejscu zajarzenia łuku, szlifowania spoiny itp. Projektant konstrukcji ma istotny wpływ na ryzyko wystąpienia niezgodności spawalniczych, które w części uwarunkowane są ukształtowaniem węzłów spawanych w niej wstępujących. W przypadku konstrukcji poddanych obciążeniom zmiennym lub narażonych na kruche pęknięcia, szczególną uwagę powinien zwracać na to, aby minimalizować spiętrzenia naprężeń. Efekt karbu spowodowany jest m.in. nadmiernym skupieniem spoin, ich krzyżowaniem oraz zbyt małą odległością między nimi. Łącząc elementy o znacznej różnicy grubości trzeba pamiętać, iż ich różna pojemność cieplna może być przyczyną powstania wad w postaci przyklejeń w części masywnej lub przepaleń w części cienkiej. Należy także preferować spoiny czołowe, a w przypadku konieczności zastosowania spoin pachwinowych wykonywać je jako dwustronne. W przypadku występowania kratownic o dużych rozpiętościach, bądź przy znacznych obciążeniach, przekroje prętów są odpowiednio większe, a więc stosowanie połączeń widełkowych zwiększa ryzyko powstania wad spoin pachwinowych, z uwagi na szybkie odprowadzanie cie- 137
a) b) Rys. 3. Przykład spawanych połączeń widełkowych w węzłach rusztu kratownicowego konstrukcji dachu o rozpiętości 72 m pła z tych spoin do prętów o dużej pojemności cieplnej. Ten niepożądany efekt jest wyraźnie większy, jeśli zastosuje się obwodowe spawanie wokół widełkowych wycięć prętów (spoiny W2, W5 na rysunku 2), a także w przypadku bliskiej odległości spoin W2 i W3. Na rysunku 3 przedstawiono widełkowe połączenia spawane prętów wykratowania w ruszcie dachowym o masywnych prętach. W połowie węzłów wykonano spoiny czołowe środników dwuteowych krzyżulców z blachą węzłową(typ A na rysunku 3), a w pozostałych (typ B na rysunku 3) nie wykonywano takich połączeń, co schematycznie przedstawiono również na rysunku 4. W połączeniach tych wykryto podczas montażu konstrukcji dachowej pęknięcia spoin w ponad 60% węzłów. Defekty te występowały głównie w rejonie krótkich spoin poprzecznych, zlokalizowanych na zakończeniach podłużnych spoin pachwinowych W2, W3 i W4 (rys. 4). Widok takich pęknięć w jednym z węzłów, wykrytych podczas badań magnetycznoproszkowych, wykonywanych wg normy [9], przedstawiono na rysunku 5. Pęknięcia te występowały pod dość grubą warstwą farby ogniochronnej. Stwierdzone bardzo liczne pęknięcia (rys. 5) występowały nie tylko w rejonie stosunkowo blisko położonych spoin W1 (rys. 4, 5), ale także w większej odległości nich, a więc na końcach spoin W3 i W4 (rys. 4). Konieczne było wykonanie poważnych napraw uszkodzeń i wzmocnienie konstrukcji dachowej, gdyż trudno było przewidzieć czy po usunięciu tych licznych wad nie nastąpi ponowny rozwój pęknięć, podczas przewidywanego (znacznie większego w porównaniu z fazą montażu) obciążenia eksploatacyjnego. 3. Badania nośności spoin w połączeniach widełkowych Pęknięcia spoin poprzecznych W2 (rys. 2) na końcach pachwinowych spoin podłużnych W1 w połączeniach o konstrukcji widełkowej mogą w niektórych przypadkach powodować odprężenie w rejonie takiego karbu. Nie można wykluczyć, że nośność spoin podłużnych W1 przy obciążeniach statycznych nie będzie mniejsza w przypadku całkowitej rezygnacji z wykonywania spoin W2. Może się też okazać, że przy braku obcią- a) b) Rys. 4. Różne rozwiązania konstrukcji połączenia widełkowego krzyżulca w ruszcie kratowym: a) bez spoiny środnika z blacha węzłową, b) ze spoiną czołową środnika W3 138
a) b) Rys. 5. Pęknięcia pachwinowych spoin poprzecznych na końcach spoin podłużnych W2 (fot. archiwum PS DRACO s.c.) żeń cyklicznych, propagacja istniejących po spawaniu pęknięć nie będzie następowała na spoiny podłużne, co prowadziłoby do utraty ich nośności. Przygotowano więc program badań połączeń widełkowych, w których podłużne spoiny pachwinowe zakończone zostały krótkimi spoinami poprzecznymi (rys. 6 i 7a) oraz bez takich spoin poprzecznych (rys. 6 i 7b). W pierwszej serii badań spoiny pachwinowe o grubości projektowanej a = 3 5 mm wykonywano w temperaturze otoczenia T = 0-10 0 C. Płaskowniki w badanych modelach miały grubość t = 16 lub 20 mm. Nośność obliczeniowa układu spoin rzeczywistych po jednej stronie próbki wynosiła 100 200 kn (w zależności od uzyskanej geometrii spoin). Grubość i długość spoin projektowanych wchodzących w skład badanych połączeń zdeterminowane zostały maksymalnymi wartościami sił N (rys. 6), jakie można było uzyskać na stanowisku badawczym. Badania nośności podobnych spoin w temperaturach T > 0 0 C są aktualnie prowadzone. Modele połączeń wykonane były ze stali S235JR oraz S355J2, a do spawania elementów modeli wykorzystano metodę GMAW. Parametry niezbędne z punktu widzenia instrukcji technologicznej spawania (WPS) przyjęto na podstawie wieloletnich doświadczeń spawaczy. Nie stosowano podgrzewania wstępnego łączonych płaskowników. Jednym z celów prowadzonych badań jest ocena wpływu rozwiązań konstrukcyjnych połączeń widełkowych na powstawanie pęknięć w spoinach pachwinowych. Przedmiotem szczególnej uwagi jest wpływ zastosowania spoin poprzecznych (rys. 6b, 7a) oraz temperatury otoczenia podczas ich wykonywania na powstawanie ww. niezgodności. Istotnym poszukiwanym rezultatem badań jest ocena wpływu powstałych pęknięć w spoinach W2 (rys. 6b i 7a) na nośność połączeń przy obciążeniach statycznych lub przy występowaniu niewielkiej liczby cykli obciążeń obliczeniowych (n < 100). Badania nieniszczące spoin w wykonanych próbkach po spawaniu i w trakcie narastania obciążenia na stanowisku badawczym prowadzono na podstawie norm [5], [6], [7], [8] i [9]. Dotychczasowe wyniki badań wskazują na to, że w wielu przypadkach pęknięcia w spoinach poprzecznych W2 (rys. 6b) mogą mieć charakter odciążenia w rejonie ostrego karbu i nie wpływają istotnie na nośność spoin podłużnych W1 poddanych działaniu obciążeń statycznych, a także przy niewielkiej liczbie ich cykli. Nie dostrzega się również zmniejszenia nośności spoin, będącego konsekwencją występowania niewielkich pęknięć w kraterach spoin podłużnych W1 (rys. 7b), co potwierdza powierzchnia ścięcia podczas zniszczenia próbek, która nie zawsze przechodziła przez te defekty. Nie stwierdzono wyraźnego wpływu rodzaju zastosowanej stali oraz temperatury spawania w zakresie 0-10 0 C na zwiększenie powstawania pęknięć w rejonach poprzecznych spoin pachwinowych. Wyniki wstępnych badań zachęcają do ich kontynuowania i pogłębiania, a bardziej miarodajne rezultaty na podstawie większej liczby zbadanych próbek przedstawione zostaną wkrótce. a) b) Rys. 6. Badania nośności spoin pachwinowych w połączeniach widełkowych: a) model połączenia podczas próby rozciągania, b) spoiny W1, W2 w badanych modelach. 139
140 a) b) Rys. 7. Pęknięcia spoin pachwinowych w badanych połączeniach widełkowych płaskowników: a) w spoinie poprzecznej W2, b) w kraterze spoiny podłużnej W1 4. Podsumowanie Stwierdzone bardzo liczne pęknięcia spoin w połączeniach widełkowych masywnych kratownic były powodem podjęcia obszernych badań doświadczalnych określających nośność takich węzłów. Badany jest wpływ karbu, powstałego w związku z zastosowaniem spoin poprzecznych W2 (rys. 2, 6b), na powstanie tych niezgodności spawalniczych. Analizowany jest także wpływ odległości spoin W1 od spoin W2 (rys. 4, 5) na możliwość wystąpienia takich pęknięć. Wielu autorów [1], [2], [3], [4] analizuje ryzyko i przedstawia przykłady pęknięć spoin lub blach węzłowych w połączeniach prętów kratownic stalowych. Istnieje wiele zaleceń dotyczących kształtowania takich połączeń, a w szczególności w zakresie minimalnych odległości pomiędzy spoinami. W celu zredukowania niekorzystnego wpływu spoin poprzecznych W2 na zdolność do odkształceń plastycznych podstawowych spoin podłużnych W1, zalecane jest niestosowanie spoin poprzecznych W2 (rys. 8). Preferowana jest także rezygnacja ze spoin pachwinowych na rzecz spoin czołowych. W połączeniach dwuteowników, pokazanych na rysunkach 3 i 4, proponuje się rezygnację z wykonywania spoin czołowych W3 (rys. 4a) środników Rys. 8. Zalecane kształtowanie połączeń widełkowych bez poprzecznych spoin pachwinowych na końcach spoin podłużnych W1 z blachami węzłowymi, aby nie ograniczać swobody odkształceń podłużnych spoin pachwinowych. Ograniczenie swobody podłużnych odkształceń w spoinach podczas ich stygnięcia może prowadzić do powstania w nich pęknięć, dyskwalifikujących te połączenia. Nie są znane do tej pory badania uwzględniające wpływ pęknięć w rejonach karbu przy spoinach poprzecznych W2 (rys. 6b, 7a), a także ich zachowanie (propagacja rys) podczas obciążania. Niewiadomą jest również nośność takich uszkodzonych połączeń przy obciążeniach statycznych. Dotychczasowe wyniki badań nie wykazują zauważalnego wpływu powstałych pęknięć w strefach silnej koncentracji naprężeń (karb konstrukcyjny i spawalniczy) na nośność statyczną spawanych połączeń widełkowych. Trzeba jednak podchodzić do uzyskanych wyników jeszcze z pewną rezerwą, ze względu na stosunkowo niewielką liczbę (około 30) zbadanych modeli połączeń widełkowych. Prowadzone przez autorów badania mogą dać interesujące wyniki i przyczynić się do oceny wpływu tych stosunkowo niewielkich, lecz niedopuszczalnych przez normę [6], pęknięć spoin pachwinowych na bezpieczeństwo połączeń widełkowych w kratownicach stalowych. BIBLIOGRAFIA [1] Rykaluk K., Pęknięcia w konstrukcjach stalowych, Dolnośląskie Wydawnictwo Edukacyjne, Wrocław, 2000 [2] Ferenc J. Ferenc K., Konstrukcje spawane. Projektowanie połączeń. WNT, Wrszawa, 2000 [3] Kocańda S., Zmęczeniowe pękanie metali, WNT, Warszawa,1985 [4] Gurney T., Cumulative damage of welded joints, Woodhead Publishing Limited, Cambridge, England, 2006 [5] PN-EN ISO 6520 1:2009. Spawanie i procesy pokrewne. Klasyfikacja geometrycznych niezgodności spawalniczych w metalach. Część 1: Spawanie. [6] PN-EN ISO 5817:2009. Spawanie. Złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). Poziomy jakości według niezgodności spawalniczych [7] PN-EN ISO 17635:2010. Badania nieniszczące spoin. Zasady ogólne dotyczące metali [8] PN-EN ISO 17637:2011. Badania nieniszczące złączy spawanych. Badania wizualne złączy spawanych [9] PN-EN ISO 17638:2010. Badanie nieniszczące spoin. Badanie magnetyczno-proszkowe