WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 1 Charakterystyka, cel i zadania Wytrzymałość Materiałów (WM) • przedmiot badań: ciała odkształcalne, uproszczone modele matematyczne, proste obliczenia rachunkowe; • cel: dostarczenie podstaw teoretycznych umożliwiających wybór materiału i wymiarów elementów konstrukcji tak aby całość spełniała zadania eksploatacyjne (zabezpieczenie przed zniszczeniem i nadmiernymi deformacjami); • dobór: przekroju poprzecznego ( ,,, , ,... abhd δ ) i kształtu (belki, łuki, ramy , ,... HL ) elementów konstrukcji; • badanie stanu wewnętrznego ciała, wyznaczanie: naprężeń ( ! ) i odkształceń ( " ), oraz przemieszczeń ( u ); • warunki: wytrzymałości ( max R σ ≤ ), sztywności ( max dop u u ≤ ) i stateczności ( kr dop / P P n ≤ ). Podstawowe założenia wytrzymałości materiałów • ośrodek ciągły, materiał liniowo sprężysty, jednorodność i izotropowość; • liniowość ⇒ zasada superpozycji; • obciążenia statyczne (sposób narastania obciążenia); • małe deformacje i odkształcenia ⇒ zasada zesztywnienia (odstępstwo – zagadnienia stateczności i cięgna); • liniowa relacja naprężenia–odkształcenia ⇒ prawo Hooke'a (odstępstwo – nośność graniczna); • lokalność wpływu przyłożenia siły skupionej na naprężenia ⇒ zasada Saint-Venanta; • założenie płaskich przekrojów w prętach ⇒ hipoteza kinematyczna Bernoulliego (Kirchhoffa–Love’a), belka Timoshenki (Reissnera–Mindlina). Zasady (prawa) równowagi statyki (szczególny przypadek ogólnych zasad zachowania: masy, pędu i momentu pędu, w mechanice układów inercjalnych). • uniwersalność zasad zachowania; • równowaga sił (1 równanie wektorowe = 3 równania skalarne 0 i P ∑ = , ,, i xyz = ); • równowaga momentów (1 równanie wektorowe = 3 równania skalarne 0 i M ∑ = , ,, i xyz = ); • pojęcie statycznej wyznaczalności i kinematycznej niezmienniczości układu (reakcje i stopnie swobody). Przestrzenny stan naprężenia i odkształcenia (materiał częściowo objęty wykładem) • pojęcie wektora naprężenia #$% ó w punkcie (a) przekroju ciała A ( 0 lim ( ) A A ∆ ∆ ∆ → = P #$% ó ), zależność #$% ! od orientacji przekroju A , składowa normalna ( ) || || cos a σ α = ó i styczna ( ) || || sin a τ α = ó ( ) ( , ) a α ≡ ! n ó ( σ τ = + #$% #$% #$% n t ó , np. na ściance X + elementarnego sześcianu zapisuje się ( X) x xy xz σ τ τ + = + + i j k ó ); • stan naprężenia w punkcie ( (3 3) [ ] ij σ × = ó , , ,, ij xyz = [macierz], 9 składowych - symetria ij ji σ σ = ⇒ 6 niezależnych, oznaczenie: normalne ii i σ σ ≡ , styczne ij ij τ σ ≡ , i j ≠ ); • naprężenia główne I II III σ σ σ < < i kierunki główne I II III , , ν ν ν (problem własny ) σ = 1 0 #& σ ν , (3 3) (3 3) (3 1) (3 1) ([ ] [ 1 ] ){ } {0} ij j σ σ ν × × × × − = ); • równania ruchu, równowagi w punkcie (współrzędne kartezjańskie , ij i j j f u σ ρ + = "" , , 0 ij i j f σ + = , , ,, ij xyz = ); • odkształcenia w punkcie ( (3 3) [ ] ij ε × = ε , , ,, ij xyz = , 9 składowych - symetria ij ji ε ε = ⇒ 6 niezależnych); • relacje odkształcenia-przemieszczenia ( ) ij k fu ε = , ,, ,, ijk xyz = dla małych przemieszczeń / 1 i uL << i małych odkształceń 1 ij ε << , ( 1 2 ( , ,) ij i j j i u u ε = + , kąt odkształcenia postaciowego 2 ij ij γ ε = , i j ≠ ); • odkształcenia główne I II III ε ε ε < < i kierunki główne I II III , , ν ν ν (problem własny ) ε − = 1 0 #ε ν , (3 3) (3 3) (3 1) (3 1) ([ ] [ 1 ] ){ } {0} ij j ε ε ν × × × × − = ); • struktura liniowych związków fizycznych (reprezentacja macierzowa, relacje: odkształcenia − naprężenia (6 1) (6 6) (6 1) {} [D] {} ε σ × × × = i odwrotna naprężenia − odkształcenia 1 (6 1) (6 6) (6 1) {} [D] {} σ ε − × × × = ), uogólnione prawo Hooke'a (jednorodny izotropowy materiał liniowo sprężysty - dwie niezależne stałe materiałowe np.: E - moduł sprężystości Younga, ν - współczynnik Poissona): {} 2 2 2 xx x yy y zz z xy xy xz xz yz yz ε ε ε ε ε ε ε ε γ ε γ ε γ = ≡ , { } xx x yy y zz z xy xy xz xz yz yz σ σ σ σ σ σ σ σ τ σ τ σ τ = ≡ , 1 / / / 0 0 0 / 1 / / 0 0 0 / / 1 / 0 0 0 [D] 0 0 0 1 / 0 0 0 0 0 0 1 / 0 0 0 0 0 0 1 / E E E E E E E E E G G G ν ν ν ν ν ν − − − − − − = , gdzie / 2( 1 ) G E ν = + - moduł odkształcenia postaciowego (ścinania).
33
Embed
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej ... · WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak,
This document is posted to help you gain knowledge. Please leave a comment to let me know what you think about it! Share it to your friends and learn new things together.
Transcript
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 1
Charakterystyka, cel i zadania Wytrzymałość Materiałów (WM)• przedmiot badań: ciała odkształcalne, uproszczone modele matematyczne, proste obliczenia rachunkowe;• cel: dostarczenie podstaw teoretycznych umożliwiających wybór materiału i wymiarów elementów
konstrukcji tak aby całość spełniała zadania eksploatacyjne (zabezpieczenie przed zniszczeniem inadmiernymi deformacjami);
• dobór: przekroju poprzecznego ( , , , , ,...a b h d δ ) i kształtu (belki, łuki, ramy , ,...H L ) elementów konstrukcji;• badanie stanu wewnętrznego ciała, wyznaczanie: naprężeń (! ) i odkształceń ( " ), oraz przemieszczeń ( u );• warunki: wytrzymałości ( max Rσ ≤ ), sztywności ( max dopu u≤ ) i stateczności ( kr dop /P P n≤ ).
Podstawowe założenia wytrzymałości materiałów• ośrodek ciągły, materiał liniowo sprężysty, jednorodność i izotropowość;• liniowość ⇒ zasada superpozycji;• obciążenia statyczne (sposób narastania obciążenia);• małe deformacje i odkształcenia ⇒ zasada zesztywnienia (odstępstwo – zagadnienia stateczności i cięgna);• liniowa relacja naprężenia–odkształcenia ⇒ prawo Hooke'a (odstępstwo – nośność graniczna);• lokalność wpływu przyłożenia siły skupionej na naprężenia ⇒ zasada Saint-Venanta;• założenie płaskich przekrojów w prętach ⇒ hipoteza kinematyczna Bernoulliego (Kirchhoffa–Love’a),
belka Timoshenki (Reissnera–Mindlina).
Zasady (prawa) równowagi statyki (szczególny przypadek ogólnych zasad zachowania: masy, pędu i momentupędu, w mechanice układów inercjalnych).• uniwersalność zasad zachowania;• równowaga sił (1 równanie wektorowe = 3 równania skalarne 0iP∑ = , , ,i x y z= );• równowaga momentów (1 równanie wektorowe = 3 równania skalarne 0iM∑ = , , ,i x y z= );• pojęcie statycznej wyznaczalności i kinematycznej niezmienniczości układu (reakcje i stopnie swobody).
Przestrzenny stan naprężenia i odkształcenia (materiał częściowo objęty wykładem)• pojęcie wektora naprężenia #$%ó w punkcie (a) przekroju ciała A (
0lim ( )A
A∆
∆ ∆→
= P#$%ó ), zależność #$%! od
orientacji przekroju A , składowa normalna ( )|| || cosaσ α= ó i styczna ( )|| || sinaτ α= ó ( )( , )aα ≡! nó
( σ τ= +#$% #$% #$%n tó , np. na ściance X+ elementarnego sześcianu zapisuje się ( X)x xy xzσ τ τ+ = + +i j kó );
• stan naprężenia w punkcie ( (3 3)[ ]ijσ ×=ó , , , ,i j x y z= [macierz], 9 składowych - symetria ij jiσ σ= ⇒6 niezależnych, oznaczenie: normalne ii iσ σ≡ , styczne ij ijτ σ≡ , i j≠ );
• naprężenia główne I II IIIσ σ σ< < i kierunki główne I II III, ,ν ν ν (problem własny )σ =1 0# &σ ν ,
(3 3) (3 3) (3 1) (3 1)([ ] [1] ) 0ij jσ σ ν× × × ×− = );• równania ruchu, równowagi w punkcie (współrzędne kartezjańskie ,ij i j jf uσ ρ+ = "" , , 0ij i jfσ + = , , , ,i j x y z= );• odkształcenia w punkcie ( (3 3)[ ]ijε ×=ε , , , ,i j x y z= , 9 składowych - symetria ij jiε ε= ⇒ 6 niezależnych);• relacje odkształcenia-przemieszczenia ( )ij kf uε = , , , , ,i j k x y z= dla małych przemieszczeń / 1iu L<< i małych
odkształceń 1ijε << , ( 12 ( , , )ij i j j iu uε = + , kąt odkształcenia postaciowego 2ij ijγ ε= , i j≠ );
• odkształcenia główne I II IIIε ε ε< < i kierunki główne I II III, ,ν ν ν (problem własny )ε− =1 0#ε ν ,
× × ×= ), uogólnione prawoHooke'a (jednorodny izotropowy materiał liniowo sprężysty - dwie niezależne stałe materiałowe np.:E - moduł sprężystości Younga, ν - współczynnik Poissona):
222
xx x
yy y
zz z
xy xy
xz xz
yz yz
ε εε εε ε
εε γε γε γ
= ≡
,
xx x
yy y
zz z
xy xy
xz xz
yz yz
σ σσ σσ σ
σσ τσ τσ τ
= ≡
,
1/ / / 0 0 0/ 1/ / 0 0 0/ / 1/ 0 0 0
[D]0 0 0 1/ 0 00 0 0 0 1/ 00 0 0 0 0 1/
E E EE E EE E E
GG
G
ν νν νν ν
− − − − − −
=
,
gdzie / 2(1 )G E ν= + - moduł odkształcenia postaciowego (ścinania).
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 2
Płaski stan naprężenia (PSN)• PSN – w rozważanym ciele wyróżniona jest płaszczyzna (np. x y− ) do której wszystkie wektory naprężeń
( X)x xyσ τ+ = +i jó ( ijσ , , ,i j x y= → x xxσ σ≡ , y yyσ σ≡ , xy xyτ σ≡ , yx yxτ σ≡ ) i obciążenia x yf f= +f i j
( x xX f Rρ= = , y yY f Rρ= = ) są równoległe ⇒ wektory prostopadłe do x y− z założenia są równe zero;• lokalne równania równowagi PSN (z warunków równowagi elementu różniczkowego d dx y , ( ) 0AM∑ = ⇒
xy yxτ τ= , 0xP∑ = ⇒ / / 0x yx xx y fσ τ∂ ∂ +∂ ∂ + = , 0yP∑ = ⇒ / / 0xy y yx y fτ σ∂ ∂ +∂ ∂ + = lub w notacjiindeksowej ij jiσ σ= , , 0ij i jfσ + = , , ,i j x y= ), muszą być spełnione w każdym punkcie ciała;
• znajomość , ,x y xyσ σ τ pozwala wyznaczyć naprężenia ,ϕ ϕσ τ w dowolnie zorientowanym przekroju( , )xϕ =! n , z warunków równowagi elementarnego trójkąta (wykorzystując sindx dsϕ= , cosdy dsϕ= )
mamy 2 2cos sin 2 sin cosx y xyϕσ σ ϕ σ ϕ τ ϕ ϕ= + + , 2 2( )sin cos (cos sin )x y xyϕτ σ σ ϕ ϕ τ ϕ ϕ= − − + − , następnie
po uwzględnieniu tożsamości trygonometrycznych 2 12cos (1 cos 2 )ϕ ϕ= + , 2 1
2sin (1 cos 2 )ϕ ϕ= − ,
sin2 2sin cosϕ ϕ ϕ= , 2 2cos2 sin cosϕ ϕ ϕ= − ) otrzymuje się 1 12 2( ) ( ) cos 2 sin 2x y x y xyϕσ σ σ σ σ ϕ τ ϕ= + + − + ,
12 ( )sin 2 cos 2x y xyϕτ σ σ ϕ τ ϕ=− − + ;
• normalne naprężenia ekstremalne, poszukiwanie takiego przekroju 0ϕ dla którego 0ϕσ są ekstremalne, z
warunku 0 0d /d ( ) sin 2 2 cos 2 0x y xyϕσ ϕ σ σ ϕ τ ϕ=− − + = ⇒ 0tan 2 2 /( )xy x yϕ τ σ σ= − → 0ϕ , w zakresie 2πistnieją dwie wartości 02ϕ spełniające d /d 0ϕσ ϕ = różniące się o π ⇒ istnieją dwa przekroje prostopadłe
( /2π ) w których naprężenia są ekstremalne, ponieważ zachodzi 12d /dϕ ϕσ ϕ τ= , ekstremalne σ występuje
dla 0ϕτ = co oznacza, że ekstremalne naprężenia normalne są naprężeniami głównymi 1 maxσ σ= i 2 minσ σ= ,kąty je określające, wykorzystując 0tan 2 2 /( )xy x yϕ τ σ σ= − ⇒ 02 ( ) tan 2xy x yτ σ σ ϕ= − , oblicza się z warunku
2 2 20 0 0 0d /d 2( )cos 2 4 sin 2 2( )cos 2 [1 tan 2 ]x y xy x yϕσ ϕ σ σ ϕ τ ϕ σ σ ϕ ϕ=− − − = − − + , stąd
02 min|ϕσ σ= dla 0( ) cos 2 0x yσ σ ϕ− < , uwzględniając
0tan 2 2 /( )xy x yϕ τ σ σ= − w tożsamościach 2 1/ 2 2 2 1/ 20 0cos 2 (1 tan 2 ) ( )[( ) 4 ]x y x y xyϕ ϕ σ σ σ σ τ− −=± + =± − − + ,
2 1/ 2 2 2 1/ 20 0 0sin 2 tg2 (1 tan 2 ) 2 [( ) 4 ]xy x y xyϕ ϕ ϕ τ σ σ τ− −=± + = ± − + po podstawieniu do zależności na ϕσ
otrzymuje się 2 2 1/ 21 2, [( ) ]
2 2x y x y
xy
σ σ σ σσ τ
+ −= ± + , łatwo zauważyć, że suma 1 2 x yσ σ σ σ+ = + jest
niezmiennikiem;• styczne naprężenia ekstremalne, poszukiwanie takiego przekroju 0ϕ dla którego
0ϕτ są ekstremalne; zwarunku 0 0d /d ( )cos 2 2 sin 2 0x y xyϕτ ϕ σ σ ϕ τ ϕ=− − − = ⇒ 0tan 2 ( ) / 2x y xyϕ σ σ τ=− − ponieważ zachodzi
10 0tan 2 tan 2ϕ ϕ−=− ⇒ 0 0 /4ϕ ϕ π= + płaszczyzny naprężeń głównych tworzą kąt o45 z płaszczyznami
ekstremalnych naprężeń stycznych, wykorzystując 0tan 2 ( ) / 2x y xyϕ σ σ τ=− − , analogicznie do naprężeń
normalnych otrzymuje się 2 2 1/ 2 1 23 [( ) ]
2 2x y
xy
σ σ σ στ τ− −=± + = , jednocześnie
0 2x y
ϕ
σ σσ
+= , z rozważań
trójwymiarowych wynika, że ekstremalne naprężenia styczne w PSN nie leżą w płaszczyźnie obciążenia, leczpod kątem o45 do niej i wynoszą 1 2 / 2τ σ=± , 2 1 / 2τ σ=± ;
• koło Mohra – interpretacja graficzna PSN, konstrukcja wynika z przekształcenia wzorów na ,ϕ ϕσ τ , grupując
i podnosząc obustronnie do kwadratu kolejno mamy 2 21 12 2[ ( )] [ ( ) cos 2 sin 2 ]x y x y xyϕσ σ σ σ σ ϕ τ ϕ− + = − + ,
2 212[ ] [ ( )sin 2 cos 2 ]x y xyϕτ σ σ ϕ τ ϕ= − − + po dodaniu stronami otrzymuje się równanie okręgu
2[ ( )] [ ]x y xyR σ σ τ= − + ;• powyższe zależności dot. naprężeń głównych wynikają z rozwiązania problemu własnego )σ =1 0# &σ ν ⇒
00
x xy x
xy y y
σ σ τ ντ σ σ ν
− = − ⇒ det 0x xy
xy y
σ σ ττ σ σ−
= − ⇒ 2( )( ) 0x y xyσ σ σ σ τ− − − = ⇒
2 2( ) ( ) 0x y x y xyσ σ σ σ σ σ τ− + + − = ⇒ 1 1( , )σ ν i 2 2( , )σ ν .• zadanie: dane , ,x y xyσ σ τ wyznaczyć ,ϕ ϕσ τ w płaszczyźnie ϕ ;• zadanie: dane , ,x y xyσ σ τ wyznaczyć naprężenia główne 1σ i 2σ oraz 01ϕ i 02ϕ , koło Mohra;• zadanie: dane naprężenia główne 1σ i 2σ wyznaczyć ,ϕ ϕσ τ w płaszczyźnie ϕ , koło Mohra.
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 3
Płaski stan odkształcenia (PSO)• PSO – odkształcenia ( ijε ) występują tylko w płaszczyznach równoległych do danej stałej płaszczyzny (np.
x y− ⇒ ijε , , ,i j x y= → x xxε ε≡ , y yyε ε≡ , 2xy xyγ ε≡ , 2yx yxγ ε≡ , pozostałe składowe z założenia są równezero 0zj jzε ε= = , ,j x y= );
• deformacja naroży ABDC A B D C′ ′ ′ ′→ powierzchniowego elementu różniczkowego d dx y× , np.
x yAA u u′= = +#####$
u i j , d d ( d d ) ( d d )y yx xx y
u uu uDD x y u x y u x yx y x y x y
∂ ∂∂ ∂∂ ∂′ = + + = + + + + +∂ ∂ ∂ ∂ ∂ ∂
######$ u uu i j , wynikająca z
rozwinięcia pola przemieszczeń ( , )x y=u u w szereg Taylora, ograniczonego (założenie o małychodkształceniach) do wyrazów pierwszego rzędu;
• deformacja AD A D′ ′→ odcinak przekątniowego 0d ds s→ powierzchniowego elementu d dx y× ,
0d d dAD s x y= = +#####$ ####$
i j , d (d d d ) (d d d )y yx x u uu uA D s x x y y x yx y x y
∂ ∂∂ ∂′ ′ = = + + + + +∂ ∂ ∂ ∂
#######$ ##$i j , stąd (zgodnie z założeniem
o małych deformacjach ,x yu u ) pomijając iloczyny typu x xu ux y
∂ ∂∂ ∂
jako małe drugiego rzędu, można obliczyć
przybliżenie różnicy kwadratów 2 2 2 20(d ) (d ) 2[ (d ) (d ) ( )d d ]y yx xu uu us s x y x y
x x y x∂ ∂∂ ∂
− ≈ + + +∂ ∂ ∂ ∂
;
• jednostkowe odkształcenie podłużne: 0 0 0(d d ) / d d /d 1s s s s sε = − = − jest to stosunek wydłużenia ( 0d ds s− )odcinka materialnego do jego długości początkowej ( 0ds ), dla małych odkształceń (pomijając składniki
drugiego rzędu) otrzymuje się 2 2
0 0 02
0 0 00
(d ) (d ) d d d d d( 1) ( 2) 2d d d(d )
s s s s s s ss s ss
ε ε ε ε− − += = + = + ≈ stąd
2 22 20
20 0 0 00
(d ) (d )1 ( ) ( ) ( )2 (d )
y yx xu us s u udx dy dx dyx ds x ds y x ds dss
ε∂ ∂− ∂ ∂
≈ = + + +∂ ∂ ∂ ∂
, wprowadzając oznaczenia xx
ux
ε ∂=
∂,
yy
ux
ε∂
=∂
, ( )yxxy xy yx
uuy x
γ ε ε∂∂
= + = +∂ ∂
i uwzględniając 0
cosdxds
ϕ= , 0
sindyds
ϕ= , otrzymuje się wzór na
jednostkowe odkształcenie podłużne w kierunku ϕ : 2 2cos sin sin cosx y xyϕε ε ϕ ε ϕ γ ϕ ϕ= + + ;
• podobieństwo wzoru 2 2cos sin sin cosx y xyϕε ε ϕ ε ϕ γ ϕ ϕ= + + do wzoru z PSN2 2cos sin 2 sin cosx y xyϕσ σ ϕ σ ϕ τ ϕ ϕ= + + wskazuje na analogię ϕ ϕσ ε↔ , x xσ ε↔ , y yσ ε↔ ,
2 xy xyτ γ↔ , która pozwala natychmiast wypisać zależności analogiczne do wyprowadzonych w PSN, stąd np.
• interpretacja xε - odkształcenie jednostkowe krawędzi AB d
d
xdef x x
xx
uu x u uA B AB xAB x x
ε
∂+ −′ ′ ∂− ∂= = =∂
;
• interpretacja yε - odkształcenie jednostkowe krawędzi AC d
d
yy ydef
yy
uu y u uA C AC y
AC y yε
∂+ − ∂′ ′ − ∂= = =
∂;
• interpretacja 2xy xyγ ε= - kąt odkształcenia postaciowego (spaczenie), zmiana kąta między ściankami elementu
dd2
d d
xy
yxxy xy yx xy
uu yx uuyxx y y x
γ ε ε ε
∂∂∂∂∂∂= + = = + = +
∂ ∂;
• zadanie: dane , ,x y xyε ε γ wyznaczyć ,ϕ ϕε γ w kierunku ϕ ;• zadanie: dane , ,x y xyε ε γ wyznaczyć odkształcenia główne 1ε i 2ε oraz 01ϕ i 02ϕ , koło Mohra;• zadanie: dane odkształcenia główne 1ε i 2ε wyznaczyć ,ϕ ϕε γ w kierunku ϕ , koło Mohra;• zadanie: dane odkształcenia jednostkowe pomierzone w trzech różnych kierunkach (tzw. rozetka) np.
o o o0 45 90, ,ε ε ε (lub o o o0 60 120
, ,ε ε ε ) wyznaczyć odkształcenia główne 1ε i 2ε oraz 01ϕ i 02ϕ .
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 4
Związki fizyczne (relacje konstytutywne)• są to prawa szczególne ujmujące własności materiału (tyle praw ile typów materiałów) mają postać relacji
między stanem odkształcenia ε a stanem naprężenia ó , dla materiału sprężystego (czyli niezależnego odhistorii obciążenia ciała, co oznacza zależność tylko od stanu aktualnego) mają ogólną postać , , )= #ε σ x nF ,w przypadku materiału liniowo − sprężystego funkcja materiałowa , )= #x nF F nie zależy od ó , w przypadkumateriału jednorodnego funkcja , )= # nóF F nie zależy od położenia x punktu w ciele, w przypadkumateriału izotropowego funkcja materiałowa , )= # xóF F nie zależy od kierunku n przekroju, zatem dlajednorodnego izotropowego materiału liniowo − sprężystego funkcja materiałowa ( )const=F jest stała, cowięcej ze ścisłych rozważań teorii sprężystości wynika, że ten typ materiału określony jest całkowicie tylkoprzez dwie niezależne stałe materiałowe;
• najbardziej popularnymi stałymi używanymi do opisu jednorodnego izotropowego materiału liniowo −sprężystego są: a) moduł sprężystości E (moduł Younga) [ 2/N m ] − charakteryzuje opór materiału jakistawia on przy rozciąganiu, b) współczynnik Poissona ν [-] − charakteryzuje stosunek odkształceńpoprzecznych do odkształceń podłużnych, c) moduł odkształcenia postaciowego (ścinania) / 2(1 )G E ν= +[ 2/N m ] − wyraża się przez stałe E i ν ;
• uogólnione prawo Hooke’a − związek fizyczny dla stanu przestrzennego 6 równań skalarnych wiążących 6
składowych naprężeń z 6-cioma składowymi odkształceń: 1 ( ( ))x x y zEε σ ν σ σ= − + , 1 ( ( ))y y x zE
ε σ ν σ σ= − + ,
1 ( ( ))z z x yEε σ ν σ σ= − + , xy
xy Gτ
γ = , xzxz G
τγ = , yzyz G
τγ = , gdzie
2(1 )EG
ν=
+ lub postać odwrotna: xy xyGτ γ= ,
xz xzGτ γ= , yz yzGτ γ= , [(1 ) ( )](1 )(1 2 )x x y z
Eσ ν ε ν ε εν ν
= − + ++ −
, [(1 ) ( )](1 )(1 2 )y y x z
Eσ ν ε ν ε εν ν
= − + ++ −
,
[(1 ) ( )](1 )(1 2 )z z x y
Eσ ν ε ν ε εν ν
= − + ++ −
;
• płaski stan naprężenia PSN 0z zx zyσ τ τ= = = ⇒ 1 ( )x x yEε σ νσ= − , 1 ( )y y xE
ε σ νσ= − , ( )z x yEνε σ σ=− + ,
xyxy G
τγ = , postać odwrotna: xy xyGτ γ= , 2 ( )
1x x yEσ ε νεν
= +−
, 2 ( )1y y x
Eσ ε νεν
= +−
;
• płaski stan odkształcenia PSO 0z zx zyε γ γ= = = ⇒ ( )z x yσ ν σ σ= + , [(1 ) ](1 )(1 2 )x x y
Eσ ν ε νεν ν
= − ++ −
,
[(1 ) ](1 )(1 2 )y y x
Eσ ν ε νεν ν
= − ++ −
, ( )(1 )(1 2 )z x y
Eνσ ε εν ν
= ++ −
, xy xyGτ γ= , postać odwrotna: xyxy G
τγ = ,
(1 ) [(1 ) ]x x yEνε ν σ νσ+= − − , (1 ) [(1 ) ]y y xE
νε ν σ νσ+= − − ;
• uwaga a) wykazanie zależności pomiędzy modułem odkształcenia postaciowego G a stałymi E i ν ,rozważa się przypadek czystego ścinania w PSN (tzn. tylko 0xyτ τ= ≠ ) dla którego prawo konstytutywne ma
postać / Gγ τ= , naprężenia główne występują w przekroju obróconym o o45 i wynoszą 1σ τ= , 2σ τ=− ,
odkształcenie główne z prawa Hooke’a 1 1 21 1( ) (1 )E E
ε σ νσ ν τ= − = + , zakładając d dy x= wydłużenie
przekątnej wynosi 1 1d d 2 ds s x∆ ε ε= = , odpowiednie obliczone z zależności geometrycznych na podstawie
γ wynosi 2 21 12 2d ( d ) ( d ) d / 2s x x x∆ γ γ γ= + = , stąd 1 /2ε γ≡ ⇒ 1
1 (1 )2 2E Gγ τε ν τ= + ≡ = ⇒
2(1 )EG
ν=
+;
• uwaga b) ograniczenie na liczbę Poissona, rozważmy przyrost objętości jednostkowego sześcianu w PSNpoddanemu rozciąganiu opisanym naprężeniami , 0x yσ σ > ( 0xyτ = ):
(1 )(1 )(1 ) 1x y z x y zV∆ ε ε ε ε ε ε= + + + − ≈ + + = 1 1( ) ( ) ( )x y y x x yE E Eνσ νσ σ νσ σ σ− + − − + = (1 2 )x y
Eσ σ
ν+
−
zgodnie z intuicją fizyczną 1 2 0ν− ≥ ⇒ 1/ 2ν ≤ ;• zadanie: w PSN dane są , ,x y xyε ε γ i ,E ν wyznaczyć naprężenia główne 1 2,σ σ i 01 02,ϕ ϕ oraz ekstremalne
naprężenia styczne 3τ (określić płaszczyznę ich występowania).
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 5
Pojęcie pręta (prosty, płaski, przestrzenny): krzywa (przestrzenna) wyposażona w dodatkową strukturę -zagadnienie jednowymiarowe; pręt: pryzmatyczny, o zmiennym przekroju, cienkościenny.• redukcja zagadnienia trójwymiarowego do jednowymiarowego;• oś pręta (orientacja układu odniesienia), dyskusja jej usytuowania ( )z w stosunku do przekroju
poprzecznego ( , )x y (środek ciężkości, środek skręcania);• założenie płaskich przekrojów z ax by cε ε≡ = + + , hipoteza kinematyczna Bernoulliego, belka Timoshenki;• przekrojowe siły wewnętrzne (wektory W i M - zapewniające równowagę odciętej myślowo części pręta),
wypadkowy wektor sił wewnętrznych ( x x y y zT T NW e e e= + + ), składowe: poprzeczne ,x yT T (siły tnące) ipodłużna N (siła normalna), wypadkowy wektor momentów wewnętrznych ( x x y y s zM M MM e e e= + + ),składowe: zginające ,x yM M i skręcająca s zM M≡ , konwencja znaków;
• definicja sił przekrojowych (obowiązuje niezależnie od rozkładu naprężeń):
d ,
d d ,
d ,
x zxA
y zyA A
zA
T A
A T A
N A
W
τ
τ
σ
≡≡ ⇒ ≡
≡
∫∫ ∫
∫ó
d ,
( )d d ,
( y)d ,
x zA
y zA A
s zy zxA
M A
A M A
M x A
M r
σ
σ
τ τ
≡≡ × ⇒ ≡ −
≡ −
∫∫ ∫
∫ó
( , , ) zx x zy y z zx y z e e eτ τ σ= + +ó wektor naprężenia w punkcie ( , ) x yx y x yr e e= + przekroju pręta ( )A z ;• wyznaczenie przekrojowych sił wewnętrznych ( ), ( ), ( )x yT z T z N z , ( ), ( ), ( )x y sM z M z M z jest zadaniem
Statyki (Mechaniki) Budowli, podczas gdy wyznaczenie rozkładów naprężeń ( , , )x y zó przy danych siłachwewnętrznych jest zadaniem wytrzymałości Materiałów
• lokalne równania równowagi płaskiego pręta prostego (belki) - zależności różniczkowe pomiędzy ( )xM z ,( )yT z , ( )N z i obciążeniem ciągłym ( )xm z , ( )yq z , ( )zq z (z warunku równowagi elementu różniczkowego
o długości dz : d /d zN z q= − , d /dy yT z q=− , d /dx y xM z T m= + , 2 2d /d d /dx y xM z q m z=− + );• wykresy sił wewnętrznych ( )xM z , ( )yT z , ( )N z (interpretacja, ciągłość, wartości ekstremalne, rysowanie);• stany wytężenia pręta: proste (jedna składowa 0≠ ) i złożone (kombinacja kilku składowych 0≠ ).
Jednoosiowy stan naprężenia (tylko 0N ≠ , prosty stan wytężenia): rozciąganie 0N > i ściskanie 0N < . • założenia dodatkowe (tylko 0zσ σ≡ ≠ i ( , , ) ( )x y z z constσ σ σ= = = w przekroju ( )A z );
• siła i naprężenia normalne (z definicji ( )
( ) ( , , )d d ( ) ( )z z zA z AN z x y z A A z A zσ σ σ≡ = =∫ ∫ ⇒ ( ) ( ) / ( )z N z A zσ = );
• odkształcenia: podłużne i poprzeczne (z uogólnionego prawa Hooke'a dla składowej naprężenia 0zσ σ≡ ≠⇒ / /z z E N EAε ε σ≡ = = oraz /p x y z zEε ε ε νσ νε≡ = = − = − );
• wydłużenie pręta (z relacji odkształcenia-przemieszczenia 12 ( , , ) d /dz z z z zu u u zε ε≡ = + = ⇒ d du zε= ⇒
( ) ( )| d ( ) / ( ) d ( ) / ( ) ( ) db b b
a b z za a au z z E z z N z E z A z zε σ− = = =∫ ∫ ∫ , dla /N EA const= ⇒ | | /a b a bu Nl EA− −= ;
• obciążenia termiczne ot ( tα - wsp. termicznej rozszerzalności liniowej 1[(deg) ]− , podłużne odkształcenietermiczne t t tε α= , swobodne wydłużenie odcinka pręta o długości l , t tl l tl∆ ε α= = );
• wykresy sił normalnych ( )N z , przemieszczeń ( )zu z , układy statycznie niewyznaczalne (koncepcjarozwiązania, warunek geometryczny, plan przemieszczeń przy założeniu małych deformacji);
• ograniczenia stosowalności - jednorodność rozkładu naprężeń w przekroju: a) jest ważna w pewnej odległościod miejsca przyłożenia siły (zasada de Saint-Venanta), b) jest ważna dla prętów o stałym przekroju lub o,,łagodnych” zmianach, w przypadku zmian silnych lub skokowych występuje koncentracja naprężeń;
• współczynnik koncentracji naprężeń β dla rozciąganej taśmy o szerokości b z otworem o średnicy dwynosi:
d/b 0 0.2 0.4 0.8β 3 2.48 2.22 2.08
• wymiarowanie przekroju z warunku wytrzymałości ( /oblA N Rσ= zależnie od metody - normy: oblN - siła
obliczeniowa, Rσ - wytrzymałość obliczeniowa; • metoda naprężeń dopuszczalnych dopRσ σ≡ ( /dop plR nσ = dla mat. plastycznych albo dla mat. kruchych
/dop rR nσ = lub /dop cR nσ = , wsp. bezpieczeństwa 1n > ( 1.5 10n ≈ ÷ zależnie od materiału i zagadnienia);
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 6
• metoda naprężeń granicznych 1 2/ ...i i nP A R k k kσ η= ∑ ≤ , gdzie , , pl r cR R R R= , 1iη ≥ , wsp. przeciążenia(zależy od rodzaju obciążenia), 1ik ≤ , np. 1k −wsp. jednorodności materiału (zależy od mat., war. produkcjiitp.), 2k − współczynniki warunków pracy (zależy od war. realizacji konstrukcji);
• metoda stanów granicznych 1 2...i i gr nA P N k k kσ η=∑ ≤ , grN oznacza nośność przekroju lub całej konstrukcji; • wymiarowanie przekroju z warunku sztywności (geometrycznego max ( ) dopu u A u= ≤ ⇒ A ); • ponadto musi być sprawdzony warunek stateczności konstrukcji (o czym będzie mowa później);
Zwykła statyczna próba rozciągania (i ściskania), fakty eksperymentalne, podstawa wzór np.: 0 0/E Nl A l∆= .• krzywa rozciągania stali miękkiej, żeliwa, betonu, drewna, gumy ( 0P l∆− ⇒ σ ε− gdzie 0/P Aσ = ,
• obciążenie, odciążenie zakres sprężysty i plastyczny, naprężenia umowne (nominalne) i rzeczywiste (szyjka);• materiał o jednakowej (np. stal) i niejednakowej (np. beton) wytrzymałości na rozciąganie i ściskanie (rys.);• interpretacja modułu sprężystości (wykres σ ε− ⇒ tanE α= dla H propRσ σ≤ = ) (próba ścisła);• granice: proporcjonalności H propR σ= (stosowalności prawa Hooke'a), sprężystości s sprR σ= , plastyczności
(wyraźna) pl plastR σ= , wytrzymałości na rozciąganie maxrR σ= , wytrzymałości na ściskanie mincR σ= − ;• granice umowne (próba ścisła).
Charakterystyki geometryczne figur płaskich• momenty statyczne w/z osi dx cA
S y A Ay= ≡∫ , dy cAS x A Ax= ≡∫ ; środek ciężkości /c xy S A= , /c yx S A= , osie
centralne 0 0,x y - przechodzących przez środek ciężkości, jeśli figura ma oś symetrii to jej środek ciężkościleży na tej osi, jeśli ma dwie osie symetrii to środek ciężkości leży na ich przecięciu; dla figury złożonej z nczęści 1( )n
x i i ciS A y== ∑ , 1( )ny i i ciS A x== ∑ , iA , ( ,ci ciy x ) pole i współrzędne środka ciężkości figury i ;
położenie środka ciężkości figury złożonej z dwóch części - sposób wykreślny;• momenty bezwładności w/z osi 2dx A
J y A= ∫ , 2dy AJ x A= ∫ , biegunowy 2 2 2
o d ( + )d +x yA AJ r A x y A J J= = =∫ ∫ ,
dewiacyjny dxy AJ xy A=∫ , zawsze o, , 0x yJ J J > , promienie bezwładności 1/ 2( )k ki J A= , , , ,k x y xy o= ;
• centralne (środkowe) momenty bezwładności - 0 0 0 0, ,x y x yJ J J momenty w/z osi centralnych 0 0,x y );
• wzór Steinera (postać szczególna 0
2x x cJ J Ay= + ,
0
2y y cJ J Ax= + ,
0 0xy x y c cJ J Ax y= + gdzie 0 0 0 0, ,x y x yJ J J są
momentami w/z osi centralnych 0 0,x y , gdzie ( , )c cx y są współrzędnymi tego środka ciężkości wewspółliniowym 0 ||x x , 0 ||y y układzie odniesienia x , y ; dla figury złożonej z n części
0
21( )
i
nx i x i ciJ J A y== ∑ + ,
0
21( )
i
ny i y i ciJ J A x== ∑ + ,
0 01( )i i
nxy i x y i ci ciJ J A x y== ∑ + );
• znajomość , ,x y xyJ J J pozwala wyznaczyć momenty bezwładności , ,J J Jη ξ ηξ w układzie współrzędnych owspólnym początku i obróconych o kąt ϕ ( ( , )x"ϕ ξ+ = mierzony zgodnie z ruchem wskazówek zegara)wykorzystując transformację współrzędnych cos sinx yξ ϕ ϕ= − , sin cosx yη ϕ ϕ= + , z definicji mamy
2 2 2d cos sin 2sin cosx y xyAJ A J J Jξ η ϕ ϕ ϕ ϕ≡ = + +∫ , 2 2 2d sin cos 2sin cosx y xyA
J A J J Jη ξ ϕ ϕ ϕ ϕ≡ = + −∫ ,
2 2d ( ) sin cos (cos sin )x y xyAJ A J J Jηξ ηξ ϕ ϕ ϕ ϕ≡ = − − + −∫ ;
• podobieństwo wzoru 2 2cos sin 2sin cosx y xyJ J J Jξ ϕ ϕ ϕ ϕ= + + do wzoru z PSN (tak jak w przypadku PSO)2 2cos sin 2 sin cosx y xyϕσ σ ϕ σ ϕ τ ϕ ϕ= + + wskazuje na analogię Jϕ ξσ ↔ , x xJσ ↔ , y yJσ ↔ , xy xyJτ ↔ ,
która pozwala natychmiast wypisać zależności analogiczne do wyprowadzonych w PSN, stąd np. główne
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 7
momenty i główne osie bezwładności 2 2 1/ 21 11,2 2 4( ) [ ( ) ]x y x y xyJ J J J J J= + ± − + , 02 2 /( )xy x ytg J J Jϕ = − , warunek
maksimum 01( )cos 2 0x yJ J ϕ− > ; osie główne (1,2 ) są ortogonalne 01 02 / 2ϕ ϕ π= + ; w układzie osigłównych 12 0J = ; warunek niezmienniczości względem obrotu 1 2 x yJ J J J J J constξ η+ = + = + = ;
• główne centralne (środkowe) momenty i osie bezwładności ( 1 2,J J i 1,2 ), dla układu centralnego 0x x= ,
0y y= (o początku w środku ciężkości) jeśli figura ma oś symetrii to jest to oś główna - jeśli ma dwie osiesymetrii to są to główne centralne osie bezwładności - jeśli ma trzy i więcej, to każda prosta przez środekciężkości jest główną centralną osią bezwładności); znajomość:
0
3/12xJ bh# = , 1
3| dolna / 3xJ bh# = ,
1
3| dolna /12xJ bh∆ = ,
0
3/ 36xJ bh∆ = , O 4o / 2J rπ= ,
0 0
O O O 4o / 2 / 4x yJ J J rπ= = = ;
• graficzne wyznaczanie 1 2 0, ,J J ϕ - metoda Mohra (orientacja osi , ,x y xyJ J J , uwaga dla kąta ( , )x"ϕ ξ+ =odmierzanego zgodnie z ruchem wskazówek zegara, oś momentów dewiacyjnych xyJ skierowana w dół);
• obliczanie charakterystyk dla przekrojów cienkościennych (grubość ścianki δ << od pozostałych wymiarów, , ,...a b h - składniki z 2δ i w wyższej potędze są bardzo małe - pomijamy).
Zginanie czyste, (tylko wektor momentu 0x x y yM MM e e= + ≠ ⇒ tylko 0zσ σ≡ ≠ ) • przyjmuje się: zginanie w osiach centralnych 0x yS S= = ; • hipoteza kinematyczna Bernoulliego – założenie o płaskich przekrojów: przekroje początkowo płaskie i
prostopadłe do osi pręta pozostają płaskie i prostopadłe do osi pręta w trakcie procesu deformacji, oznaczato, że doznają one tylko obrotów, konsekwencja postać funkcji ( , ) zx y ax by cε ε≡ = + + ; założenie onaprężeniach: w przekrojach prostopadłych do osi pręta ( z ) występują tylko naprężenia normalne zσ σ≡ ;
• z prawa Hooke'a ( , ) ( , ) ( )z zx y E x y E ax by cσ ε≡ = + + i definicji sił przekrojowych otrzymuje się układ
d ( )d
d ( ) d
d ( ) d
zA A
x zA A
y zA A
N A E ax by c A
M y A E ax by c y A
M x A E ax by c x A
σ
σ
σ
= = + + = = + +
= − = − + +
∫ ∫∫ ∫∫ ∫
⇒ x y
x x xy x
y xy y y
A S S Ec NS J J Eb MS J J Ea M
= −
;
• dla czystego zginania 0N = w układzie osi centralnych 0x yS S= = wyznaczamy stałe , ,Ea Eb Ec ⇒
0c = , 2( ) ( )x y y xy x y xyEb M J M J J J J= + − , 2( ) ( )y x x xy x y xyEa M J M J J J J= − + − ;
• podstawiając stałe otrzymamy wzór na naprężenia 2 2( , ) y x x xy x y y xyz
x y xy x y xy
M J M J M J M Jx y x y
J J J J J Jσ
+ += − +
− −;
• oś obojętna lub zerowa ( , ) 0z x yσ = ⇒ y x x xy
x y y xy
M J M Jy x
M J M J+
=+
, przechodzi przez początek układu;
• naprężenia ekstremalne występują w punktach najbardziej oddalonych od osi zerowej (obojętnej); • zginanie w głównych centralnych osiach bezwładności ( 0x y xyS S J= = = ) wzory ulegają uproszczeniu
( , ) ( / ) ( / )z y y x xx y M J x M J yσ = − + , oś obojętna ( , ) 0z x yσ = ⇒ ( / )y x x yy M J M J x= ; • naprężenia w przekroju o dwóch osiach symetrii ⇒ są to główne centralne osie bezwładności oraz
max min| |x x= i max min| |y y= stąd | | / | | /eks x x y yM W M Wσ = ± ± , gdzie max/x xW J y= , max/y yW J x= nazywa sięwskaźnikami wytrzymałości w/z odpowiednich osi;
• zginanie proste (płaskie) odbywa się w głównych centralnych osiach bezwładności i zachodzi kiedy jedna zeskładowych wektora M jest równa zero np.: 0yM = (inaczej mówimy o zginaniu ukośnym), naprężenia
( ) ( / )z x xy M J yσ = , oś zerowa 0y = , naprężenia w skrajnych włóknach: w górnym /g gx xM Wσ = − , dolnym
/d dx xM Wσ = , gdzie wskaźniki wytrzymałości: górny / | |g g
x xW J y= i dolny / | |d dx xW J y= ;
• lokalna deformacja osi ( z ) belki w zginaniu prostym ⇒ prosta 0y = jest jednocześnie główną centralnąosią bezwładności i osią naprężeń zerowych; dla wydłużenia pasma długości dz oddalonego o y przyzakrzywieniu 1κ ρ= osi belki do łuku kołowego o promieniu d dzρ ϕ= , obowiązuje geometrycznywarunek zgodności ( )d dz y z yε ϕ= ⇒ ( ) (d / d )z y z yε ϕ= , wykorzystując prawo Hooke'a ( ) ( )z zy E yσ ε=
(d / d )E z yϕ= i definicję momentu ( ) dx zAM y y Aσ= ∫ 2(d / d ) d
AE z y Aϕ= ∫ 2(d / d ) d
AE z y Aϕ= ∫
(d / d ) xE z Jϕ= otrzymuje się równanie na krzywiznę osi belki 1 d d x xz M EJκ ρ ϕ= = = , gdzie xEJ -nazywa się sztywnością na zginanie; rozwiązanie opisuje deformację belki w łuk kołowy i jest rozwiązaniemścisłym w ramach przyjętych założeń.
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 8
Mimośrodowe rozciąganie/ściskanie, (stan złożony: 0x x y yM MM e e= + ≠ , 0zNW e= ≠ ⇒ 0zσ σ≡ ≠ ), • traktujemy jako superpozycję stanów: osiowego rozciągania/ściskania i zginania ukośnego, czyli
( ) ( , )NNx y constA
σ = = i ( ) 2 2( , ) y x x xy x y y xyM
x y xy x y xy
M J M J M J M Jx y x
J J J J J Jσ
+ +=− +
− −, gdzie x , y ( 0x yS S= = ) to osie
centralne; redukcja moment M r W= × ⇒ xM Nv= , yM Nu=− do siły 0zNW e= ≠ na mimośrodzie
(ramieniu) x yu vr e e= + daje ( ) ( ) 2 2[1 ]x xy y xyN M
x y xy x y xy
uJ vJ vJ uJN Ax AyA J J J J J J
σ σ σ− −
= + = + +− −
; oś naprężeń zerowych
oblicza się z definicji 0σ = ⇒ 2 2 1 0x xy y xy
x y xy x y xy
uJ vJ vJ uJAx Ay
J J J J J J− −
+ + =− −
;
• uwaga zachować prawoskrętną orientację osi, oś ( )z+ zgodnie z dodatnim kierunkiem siły normalnej ( )N+ ,która wywołuje naprężenia rozciągające ( )σ+ , czyli działa od przekroju;
• w głównych centralnych osiach bezwładności ( 0x y xyS S J= = = ) wzory się upraszczają
2 2[1 ] [1 ]y x y x
N uA vA N ux vyx yA J J A i i
σ = + + = + + , gdzie 2 xx
JiA
= , 2 yy
Ji
A= ; oś 0σ = ⇒ 2 2 1 0
y x
ux vyi i
+ + = , zatem dla
0x = ⇒ 2 /xy i v= − , 0y = ⇒ 2 /yx i u= − , wynika stąd, że oś naprężeń zerowych nigdy nie przecinaćwiartki w której działa siła ( , )u v ; trzy charakterystyczne położenia osi naprężeń zerowych, to oś: nieprzecina, jest styczna i przecina przekrój;
• przejście z układu osi centralnych ( x , y ⇒ , , 0x y xyJ J J ≠ ) do układu głównych osi centralnych (np.: 1ξ ≡ ,2η ≡ , 1J Jξ ≡ , 2J Jη ≡ , 01ϕ ) jest zawsze możliwe stosując transformację ortogonalną 01 01cos sinx yξ ϕ ϕ= + ,
01 01sin cosx yη ϕ ϕ= − + (tutaj 01!ϕ ( )+ mierzony od osi ξ do η ) i sprowadza się do przeliczeniawspółrzędnych ,x y oraz ,u v ; pozwala to stosować obie wersje wzorów;
• jeżeli punkt przyłożenia siły przesuwa się po prostej np. u av b= + to oś obojętna, niezależnie od u i v ,
2 2 1 0y x
av b vx yi i+ + + = ⇒ 2 2 2( ) 1 0
y x y
ax y bxvi i i
+ + + ≡ zawsze przechodzi przez punkt (2y
b
ix
b= − ,
2x
bi ayb
= ), tzn.
oś zerowa obraca się wokół punktu ( , )b bx y stanowiąc pęk prostych przechodzących przez ten punkt; • kontur przekroju K (najmniejsza figura wypukła, w którą da się wpisać przekrój A K⊆ ); • rdzeń (jądro) przekroju R (miejsce geometryczne punktów przyłożenia siły, dla których w całym przekroju
panują naprężenia jednakowego znaku tj. oś naprężeń zerowych nie przecina przekroju; punktom granicyrdzenia odpowiadają osie obojętne styczne do konturu; praktyczne znaczenie rdzenia np.: materiały kruche,materiały nie przenoszące ciągnień, fundamenty; rdzeń R jest zawsze figurą wypukłą leżącą wewnątrz konturuR K⊆ ale nie koniecznie wewnątrz przekroju np.: rura, ceownik; środek ciężkości przekroju zawsze leży wobszarze rdzenia; dla przekroju posiadającego oś symetrii rdzeń ma tę samą oś symetrii; wyznaczenie rdzeniapolega na określeniu jego granic; jeśli kontur przekroju jest wielobokiem to granice rdzenia są wielobokiem otej samej liczbie boków; rdzeń wyznacza się z definicji - przez podstawienie do równania osi obojętnejzapisanej w postaci parametrycznej ( , ) ( , )y a u v x b u v= + albo (I) równań granicy rdzenia wiedząc, żei − temu wierzchołkowi konturu ( , )i ix y odpowiada i − te równanie boku rdzenia i iv uα β= + ; albo (II)równań boków konturu wiedząc, że i − temu bokowi konturu i iy a x b= + odpowiada i − ty wierzchołekrdzenia ( , )i iu v , stąd:
− dla równania boku konturu i iy a x b= + przy 0ia ≠ i 0ib ≠ otrzymuje się położenie wierzchołek rdzenia2 2( ) / / /i i y xy i i y i xy iu a J J b A a i b i b= − = − , 2 2( ) / / /i i xy x i i xy i x iv a J J b A a i b i b= − = − ;
− dla boku 0iy b= ≠ i ( , )x ∈ −∞ +∞ ⇒ 0ia = ⇒ 2/ /i xy i xy iu J b A i b= − = − , 2/ /i x i x iv J b A i b= − = − ; − dla równania boku 0ix c= ≠ i ( , )y ∈ −∞ +∞ ⇒ / /i i ix y a b a= − dla 0ia ≠ ⇒ 1/ 1/ 0i ia b= = ale
/i i ic b a= − otrzymuje się 2/ /i y i y iu J c A i c= − = − , 2(1 )i xy i i xyv J c A c i= − = − ; • sposób wykreślnego znajdowania położenia ( ,x y ) osi zerowej w układzie głównych centralnych osiach
bezwładności (bazuje na warunkach 2 /yx i u= − , 2 /xy i v= − ) i granic rdzenia ( /g dv W A= , /d gv W A= ,/l pu W A= , /p lu W A= , gdzie iW , górny, dolny, lewy, prawyi g d l p= − − − − );
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 9
• wybrane wierzchołki (granice) rdzenia typowych figur: prostokąt ( b h× ) / 6gv h= , / 6pu b= ; trójkątrównoboczny ( b h× ) / 6gv h= , / 8pu b= /12dv h= ; koło ( R ) / 4Rρ = ; rura grubościenna ( ,R r )
2 2( ) / 4R r Rρ = + ; rura cienkościenna ( , )R δ / 2Rρ = , gdzie ρ jest promieniem rdzenia.
Mimośrodowe ściskanie przy wyłączeniu strefy rozciąganej (fundamenty – nie przenoszą ciągnień) • fundament (stopa) prostokątny A h b= × o wierzchołkach rdzenia ( / 6, / 6)h b± ± obciążony w płaszczyźnie
symetrii ( x x b− ⊥ ) siłą P o różnych położeniach c mierzonych od krawędzi stopy, trzy przypadki: − / 3c h≥ rozkład σ trapezowy, siła wewnątrz rdzenia max min, / /y yP A M Wσ σ = − ± ⇒
max2 3(1 )P cbh h
σ = − , min2 3( 2 )P cbh h
σ = − + ;
− / 3c h= rozkład σ trójkątny na całej długości h , siła na skraju rdzenia max 0σ = , min2Pbh
σ = − ;
− / 3c h< rozkład σ trójkątny tylko na części h , siła poza rdzeniem max 0σ = , min23
Pbc
σ = − ;
− w praktyce nie dopuszcza się przypadków odporu fundamentu na obszarze mniejszym od połowypowierzchni całkowitej ⇒ 3 / 2c h> ⇒ / 6c h> .
Skręcanie swobodne de Saint − Venanta, (czyste, tylko 0s zM M≡ ≠ i tylko 0τ ≠ , swoboda deplanacji) • skręcanie nieswobodne (skrępowane), w wyniku uniemożliwienia swobody deplanacji (poprzez warunki
podparcia, zmienne obciążenie lub zmienny przekrój), powstają dodatkowo samorównoważące się wprzekroju naprężenia normalne 0σ ≠ mimo, że jednak 0x yN M M= = = );
• pręt o przekroju kołowym (pełny, rura grubościenna, rura cienkościenna - rozwiązania ścisłe): − założenia: przemieszczenia są sztywnymi obrotami ( )zϕ przekrojów, w wyniku skręcenia tworzące walca
przyjmują postać krzywej śrubowej, którą dla małych kątów skręcenia dobrze przybliża prosta ⇒d dzρ ϕ γ= , występuje czyste ścinanie z prawa Hooke’a ⇒ Gτ γ= ⇒ d /dG zτ ρ ϕ= , wektory naprężeń
stycznych ( )! ñ prostopadłe do promieni ñ przekroju ⇒ 2dd dds A A
M A G Azϕτρ ρ= =∫ ∫ ⇒ skręcenie
0
dd
sMz GJϕ = , gdzie 2
0 dA
J Aρ= ∫ - biegunowy moment bezwładności, 0GJ - sztywność na skręcanie,
− wzory obliczeniowe, naprężenia 0( ) ( / )sM Jτ ρ ρ= ⇒ max 0 max( / ) /s s sM J M Wτ ρ= = , gdzie 0 max/sW J ρ=
wskaźnik wytrzymałości na skręcanie, obrót odcinka 0
( )| d d( )
b bs
a b a a
M z zGJ z
ϕ ϕ− = =∫ ∫ , dla stałych
charakterystyk 0| /a b s a bM l GJϕ − −= ; − ponieważ w prętach kołowych nie występuje deplanacja powyższe wzory są słuszne także dla przypadku
skręcania skrępowanego; • pręt o przekroju prostokątnym - nie można uzyskać rozwiązań w ramach rozważań elementarnych,
podstawowe fakty z rozwiązań ścisłych teorii sprężystości uzyskanych dla pręta o długości l i o stałymprzekroju b h× obciążonego stałym momentem skręcającym ( sM const= ) to:
− w wyniku swobodnego skręcenia występuje deplanacja (paczenie) przekroju, − wektory naprężeń stycznych ! na brzegu przekroju są równoległe do konturu a w narożach równe zero, − naprężenie maksymalne maxτ występuje w środku dłuższego boku prostokąta, − wzory przybliżone max /s sM Wτ = , 2
sW hbβ= - wskaźnik wytrzymałości, kąt skręcenia s sM l GJϕ = ,3
sJ hbα= , sGJ - sztywność na skręcanie, współczynniki α i β z tablic w zależności od proporcji /h b
• pręt cienkościenne o przekroju otwartym - składa się z n wąskich prostokątów i ihδ × , / 10i ih δ ≥ ,1,2,...,i n= , przyjmuje się założenia i przybliżony wzór dla prostokąta ( b δ≡ ) z warunku /h δ ≈ ∞ ⇒
1 3α β= = , w wyniku swobodnego skręcenia występuje silna deplanacja przekroju: − zakłada się, że przekroje w płaszczyźnie doznają jedynie sztywnego obrotu (jako całość i constϕ ϕ≡ = ),
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 10
− maksymalne naprężenia styczne: w przekroju złożonym z prostokątów max max/ /s s s sM W M Jτ δ= = ,w i tej− ściance w środku dłuższego boku max( ) /i s i sM Jτ δ= , kąt skręcenia s sM l GJϕ = ,
− wskaźnik wytrzymałości 31
max max
13
n ss i ii
JW h bδ ηδ=
= =∑ , gdzie 313
ns i ii
J h bη=
= ∑ jest momentem
bezwładności na skręcanie, dla profili walcowanych wprowadza się współczynnik kształtu η (kątownik1η = , ceownik i teownik 1.12η = , dwuteownik 1.30η = , dla profili (idealnych) z prostokątów 1η = ,
− uzasadnienie wzorów: 1 1
... ...i i n ni s s s s s s s sM l GJ M l GJ M l GJ M l GJϕ ϕ≡ = = = = = ≡ ⇒ /
i is s s sM M J J= ,
gdzie 313is i iJ h b= , ponadto
1 2...
ns s s sM M M M+ + + = ⇒ max( ) / / /i i i ii s s s i s s i sM W M J M Jτ δ δ= = = ;
• jednokomorowe pręt cienkościenne o przekroju zamkniętym (występuje deplanacja - rozwiązanie ścisłetylko dla stałego momentu i przekroju ( ( ), ( ), ( ), ( )s s sM z A z J z F z const= ) oraz swobodnej deplanacji:
− założenia (przekroje doznają jedynie sztywnego obrotu ( )zϕ w płaszczyźnie ( )z ale nie pozostająpłaskie (deplanacja), naprężenia ( , )z sτ są styczne linii środkowej przekroju cienkościennego ( )s irozłożone równomiernie na grubości ścianki ( )sδ ),
− z równowagi 0Z∑ = wyciętego fragmentu obwodu o długości dz ⇒ max min( ) ( ) ( )t s s s constτ δ τ δ= = = ,
− I. wzór Bredta dla naprężeń ( )2 ( )
s
s
MsF s
τδ
= ⇐ z def. d d d d 2s sAM A tr s t r s r s F" " "τρ τδ τδ= = = = =∫ ∫ ∫ ∫ ,
gdzie 12 dsF r s"= ∫ pole figury ograniczonej linią środkową ( )s , "−∫ całka po obwodzie zamkniętym ( )s ,
z max min constτδ τ δ= = ⇒ maxmin2s s
s s
M MF W
τδ
= = , gdzie min2s sW Fδ= wskaźnik wytrzymałości na skręcanie;
− II. wzór Bredta dla skręcenia dd
s
s
Mz GJϕ = , gdzie 2 1(2 ) / ds sJ F s"δ −= ∫ moment bezwładności na skręcanie
a sGJ sztywność na skręcanie, ostatecznie obrót odcinka ab | d db b
sa b a a
s
M zGJ
ϕ ϕ− = =∫ ∫ , II. wzór Bredta
wyprowadza się na podstawie twierdzenia Clapeyrona (które będzie podane później) przyrównując pracęzL zewnętrznego momentu skręcającego sM wykonaną na kącie obrotu ϕ z energią potencjalną pE
odkształcenia sprężystego zapisanego dla pręta o długości l ⇒ 1 12 2 dz s p V
L M E Vϕ τγ= ≡ = ∫ , oraz z
prawa Hooke’a / Gγ τ= ⇒ 2d ( /G)ds V VM V Vϕ τγ τ= =∫ ∫ , dla d dV l sδ= ⇒ 2( /G)ds V
M Vϕ τ= ∫2 2 2 2 2 1( / 4 ) d ( / 4 ) ds s s sM GF l s M GF s l" "δ δ δ−= =∫ ∫ , stąd ostatecznie 2 1d /d / ( / 4 ) ds sz l M GF s"ϕ ϕ δ −≡ = ∫ ;
• wymiarowanie przekroju (minimalny wymiar z warunków: wytrzymałości /s sM W Rττ = ≤ ⇒ sW ⇒wymiar lub sztywności max ( )s dopJϕ ϕ ϕ= ≤ ⇒ sJ ⇒ wymiar ).
Łączenie elementów konstrukcji (stalowych i drewnianych) • założenie równomiernego rozkładu naprężeń w połączeniach (silne uproszczenie, pominięcie problemu
koncentracji naprężeń); kontrola tylko warunku wytrzymałościowego (typu obl oblRσ ≤ ); liczba łączników,rozmieszczenie, rozstawy i odstępy technologiczne, grubości nakładek itp. regulują normy;
• połączenia nitowane (zniszczenie przez: ścięcie, docisk, rozerwanie blach; nośność m − ciętego nita naścinanie 2/4m
tN mR dτ π= , nośność nita na docisk mind dN R dt= , nośność nita min min( , )mt dN N N= , liczba nitów
min/n P N≥ , sprawdzenie naprężeń w osłabionej otworami blasze min( )iN b d t Rσσ Σ= − ≤ , gdzieb− szerokość blachy, min min(t = z sumy gr. blach po jednej str. połączenia), idΣ = suma średnic nitów wosłabieniu przekroju );
• połączenia spawane (czołowe np. eN bt Rσσ = ≤ , b− szerokość i t − grubość blachy; pachwinowe np.
eN la Rττ = ≤ , l − sumaryczna długość spoin (po jednej stronie łączonych części), a − obl. grubość spoiny); • połączenia ciesielskie (anizotropowość, wytrzymałość zależy od kierunku obciążenia w stosunku do włókien
drewna, zniszczenie przez: ścięcie, docisk, rozerwanie osłabionego przekroju); • projektowanie - normy (maksymalne i minimalne wielkości technologiczne); • połączenie nie powinno zmieniać charakteru pracy łączonych części np. osiowość pracy połączenia
(położenie: wypadkowej z łączników ≡ wypadkowej z obciążenia).
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 11
Zginanie ze ścinaniem belek grubościennych, stan złożony: moment + siła tnąca np.: 0xM ≠ i 0yT ≠ , zginanieproste w głównych centralnych osiach bezwładności 0x y xyS S J= = = : • zakłada się, że siła tnąca nie wpływa na rozkład naprężeń normalnych (rozsądne przy 1 5h L ≤ , wówczas
błąd nie przekracza 1% inaczej należy stosować rozwiązania według teorii tarcz); • zakłada się, że na prostych ( )y y ustaloneγ= , równoległych do osi x , która jest osią naprężeń zerowych
zginania prostego (po szerokości) naprężenia ścinające (styczne pionowe) są stałe ( , )x y constγτ = ; • równanie równowagi 0ZΣ = , wycinka dz belki części przekroju odciętej płaszczyzną ( )y y ustaloneγ= na
szerokości przekroju ( )b yγ o polu powierzchni ( )y AγΩ ⊂ pod działaniem stałej siły yT i momentu xM ,
ma postać ( d )d d ( ) ( )d 0A A y b y zγ γΩ Ωσ σ σ τ+ − − =∫ ∫ ⇒ d d ( ) ( )d 0A y b y zγ γΩ
σ τ− =∫ , różniczkując po z
wzór na naprężenia normalne w zginaniu prostym x
x
M yJ
σ = otrzymuje się dd d
x x
x x
M y T yz z J Jσ = = co po
podstawieniu do (d d )d ( ) ( ) 0z A y b yγ γΩσ τ− =∫ ⇒ ( ) d 0y xT J y A bγ γΩ
τ− =∫ daje wzór na naprężenia
styczne y x
x
T SJ b
γ
γγ
τ = w przecięciu y yγ= , gdzie ( )
( ) dx x yS S y y A
γ
γγ Ω
= = ∫ jest momentem statycznym względem
osi x odciętej części przekroju poprzecznego o powierzchni ( )yγΩ ; • ekstremalne naprężenia tnące (styczne) występują w płaszczyźnie przechodzącej przez środek ciężkości
przekroju poprzecznego (tam z definicji ( 0)xS yγ = jest ekstremalne), dla prostokąta max 0| 3 / 2y yT Aγ
τ τ == = ,
dla przekroju kołowego max 0| 4 / 3y yT Aγ
τ τ == = .
Zginanie ze ścinaniem belek cienkościennych, stan złożony: 2 momenty + 2 siły tnące, zginanie ukośne wgłównych centralnych osiach bezwładności 0x y xyS S J= = = , w stosunku do założeń dla belek grubościennychzmianie ulega założenie o rozkład naprężeń stycznych − przyjmuje się (zgodnie z charakterem prętówcienkościennych), że: • naprężenia styczne od siły tnącej ( )sτ są stałe na grubości ścianki ( )sδ , gdzie s jest współrzędną bieżącą;
• równanie równowagi 0ZΣ = elementarnej objętości (d d )s z δ× pręta ma postać d d d d 0z s s zz sσ τδ δ∂ ∂+ =
∂ ∂
⇒ 0z sσ τδ δ∂ ∂+ =
∂ ∂, całkując po s w przekroju γ otrzymuje się 0 00
ds
sz
γ
γ γστ δ δ τ δ∂= − +
∂∫ , w przypadku
całkowania od brzegu przekroju 0 0τ = , różniczkując po z zależność na naprężenia normalne w zginaniuukośnego ( / ) ( / )y y x xM J x M J yσ = − + i wykorzystując związki różniczkowe d /dx yM z T= i d /dy xM z T= − ,
po podstawieniu do całki otrzymuje się 0 0
d ds sy x
x y
T Ty s x sJ J
γ γ
γ γτ δ δ δ= − −∫ ∫ , stąd y x x y
x y
T S T SJ J
γ γ
γγ γ
τδ δ
= − − , gdzie
dxS y Aγ
γ
Ω= ∫ , dyS x A
γ
γ
Ω= ∫ są momentami statycznymi względem odpowiednich osi odciętej części
przekroju poprzecznego o powierzchni ( )sγ γΩ Ω= , uwaga dla 0τ > wektor τ jest zgodny z kierunkiem s ; • środek zginania (skręcania) jest to taki punkt w płaszczyźnie przekroju poprzecznego, w którym winna
działać siła tnąca aby pręt był tylko zginany, w przeciwnym razie obok zginania wystąpi również skręcanie(inaczej mówiąc jest to punkt względem którego suma momentów od naprężeń stycznych jest równa zero);dla przekroju o jednej osi symetrii środek zginania leży na tej osi, przy dwóch osiach symetrii pokrywa się ześrodkiem ciężkości; przykłady położenia środka skręcania:
− ceownik cienkościenny ( , bb δ , , hh δ i 0yT ≠ ), rozkład naprężeń w półkach liniowy, bowiem
/ 2x bS h sγγδ= stąd / 2y b xT hs Jγ γ γτ δ δ= − , na brzegu (0) 0bτ = , ekstremalne na półce w narożu
(1) / 2b y xT hb Jτ = − , wypadkowa z naprężeń w półce (poziomych) (1) 2/ 2 / 4b b b y b xt b T hb Jτ δ δ= = , rozkład
naprężeń w środniku paraboliczny bowiem / 2półki 2 2d /2 /8 ( ) /2
h
x x h b h hyS S y y hb h y
γ
γγδ δ δ δ= + = + −∫ , w narożu
środnika (1) (1) /h b b hτ τ δ δ= , maksymalne naprężenie występuje w płaszczyźnie środka ciężkości ( 0)yγ =(1) 2
max /8h y xT h Jτ τ= − , wypadkowa z naprężeń pionowych (w środniku) musi równoważyć siłę tnącą
h yt T= , z warunku zerowania się sumy momentów od naprężeń ścinających 0b h xt h t α− = otrzymuje się
położenie środka ścinania 2 2/ /4x b h b xt h t h b Jα δ= = , gdzie xα jest mierzone od linii środkowej środnika;
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 12
− dla przekrojów gwiaździstych (np. kątownik, teownik, krzyżak itp.) środek skręcania pokrywa się ześrodkiem gwiazdy, gdzie krzyżują się strumienie naprężeń stycznych z poszczególnych ramion gwiazdy.
Belki wielokrotne i złożone, gdy pręt składa się z kilku części połączonych lub niepołączonych ze sobą, to: • belka wielokrotna, składowe części o długości l tworzące belkę nie są połączone ze sobą, pracujące
niezależnie, tak jak gdyby leżały obok siebie, np. dla n takich samych części0
max max max( ) ( ) / ( ) /z x x xM nW nσ σ= = ; • belka złożona, pręty składowe połączone przez niepodatne (z założenia) łączniki w monolit, oblicza się jako
całość przykładowo jako belkę o sumarycznej wysokości, stąd np. dla n takich samych części o przekroju
prostokątnym ( )b h× obowiązuje 0
max max maxmax 2 2 2
( ) ( ) ( )( )( ) / 6
x x xz
x
M Mb nh n W n
σσ = = = , aby taki stan był możliwy
połączenie (klej, nity, śruby, spawki, zgrzewanie punktowe czy klocki, gwoździe, pierścienie w belkachdrewnianych itp.) musi przenosić naprężenia styczne γτ występujące w miejscu połączenia y yγ= ;
• siła rozwarstwiająca jest wypadkową naprężeń (na jednostkę długości z ) zebraną z całej szerokości belki wmiejscu łączenia z y x xR b T S Jγ γ
γ γτ= = , na nią projektuje się łączniki, tak obliczoną siłę muszą przenosićłączniki o charakterze ciągłym (np. kleje, spawki ciągłe), dla łączników punktowych (nity, śruby, klocki itp.)rozmieszczonych w rozstawie e siłę przypadająca na poprzeczny rząd łączników punktowych zbiera się z
odcinka e długości belki ( ) d dz e z ee x
z z yz zx
SR R z T zJ
γγ γ+ +
= =∫ ∫ , mimo osłabień przekroju, ze względu na ich mały
wpływ, siłę rozwarstwiającą obliczamy jak dla przekroju pełnego ( brutto ), stąd np. dla yT const=
brutto( )
brutto
x y x yez
x x
S T S TR e e
J J
γ γγ = = , w praktyce wzór w tej postaci, mimo zmienności siły tnącej, ze względu na mały
rozstaw nitów, stosowany jest w belkach stalowych (blachownicach nitowanych); • naprężenia normalne w belkach złożonych sprawdza się dla przekroju osłabionego łącznikami ( netto )
max max netto( ) ( ) /z x x dopM Wσ σ= ≤ , dla belek drewnianych, ponieważ wykonanie całkowicie niepodatnychłączników jest niemożliwe, do obliczenia nettoxW stosuje się odpowiednie (zgodne z normami) współczynnikikorygujące.
Naprężenia prostopadłe do osi belki w zginaniu prostym, naprężenia yσ dotąd były pomijane, stan złożonymoment 0xM ≠ i siła tnąca i 0yT ≠ od stałego na szerokości 0b obciążenia rozłożonego na górnej powierzchnibelki, zginanie proste w głównych centralnych osiach bezwładności 0x y xyS S J= = = , szerokość przekroju
( )b b y= , wysokość g dh h h= + ;
• warunek 0YΣ = objętości (d d )y z b× ma postać ( d ) d d ( d ) d d 0y zyy y zy zyy b z b z z b y b y
y zσ τ
σ σ τ τ∂ ∂
+ − + + − =∂ ∂
wykorzystując, że | y xzy
x
T SJ b
γ
γγ
τ = oraz d
( )d
yTp z
z= − otrzymuje się
d ( )...d
y zy y x x
x x
T S p z Sy z z J b J b
γ γ
γ γ
σ τ∂ ∂= − = = − =
∂ ∂,
całkując po y w przekroju γ otrzymuje się naprężenia 0
( ) ( )| dg
yx
y hx
p z S p zyJ b b
γγ
γγ
σ−
= −∫ , wynik całkowania
zależy od kształtu przekroju poprzecznego;
• przekrój prostokątny b const= , 2
2( ( ) )2 4xb hS yγ
γ= − , 3
12xbhJ = ⇒
22
/ 2
( ) ( )| ( ( ) )d2 4
y
y hx
p z b h p zy yJ b b
γ
γ γσ−
= − −∫2( ) [3 4( ) 1]
2y yp z
b h hγ γ= − − , w praktyce ze względu na małe wartości yσ pomija się, np. dla belki swobodnie
podpartej o długości l o przekroju prostokątnym ( )b h× obciążonej równomiernie p const= na górnej
powierzchni: / 2
2max / 2( ) | | | [3 4( ) 1] | | |
2 y hy y h
y yp pb h h bγ
γ γσ σ=−=−= = − − = − i
22max
max 2
( ) /8 3( ) ( )/ 6 4
xz
x
M pl p lW bh b h
σ = = = ,
stąd max 2
max
( ) 4 ( )( ) 3
y
z
hl
σσ
= , np. dla 10hl
= ⇒ max
max
( )0.0133
( )y
z
σσ
= .
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 13
Pręty zespolone, wykonane z materiałów o różnych modułach sprężystości (np. bE i sE : beton − stal,beton − cegła, drewno − stal itp.) połączone w jedną całość (siła rozwarstwiająca w miejscu połączenia musi byćprzenoszona przez łączniki), rozważamy stan złożony moment 0xM ≠ i siła normalna 0N ≠ , przekroju opionowej ( y ) osi symetrii ( 0)xyJ = złożony z dwóch materiałów ( s ) i ( b ), które charakteryzuje stosunekmodułów sprężystości /s bE E n= ( s bE nE= ); celem jest wyznaczenie naprężeń normalnych w obu materiałach; • charakterystyki geometryczne przekroju zespolonego b sA A A= + (położenie środka ciężkości, momenty
statyczne, momenty bezwładności) wynikają (tak jak poprzednio) z hipotezy o płaskich przekrojachby cε = + i obowiązującego prawa Hooke’a ( ) ( ) ( )y E y yσ ε= ⇒ ( ) ( )b b by E E by cσ ε= = + na bA ,
( ) ( )s s sy E E by cσ ε= = + ( )bnE by c= + na sA , z warunku równoważenia się sił przekrojowych ( ,N M ) z
naprężeniami (σ ) lub wprost z definicji sił przekrojowych dA
N Aσ= ∫ db
bAAσ= ∫ d
ssA
Aσ+ ∫( )d
bb A
E by c A= +∫ ( )ds
b AnE by c A+ +∫ ( )b x b bE bS cA= + ( )b x s snE bS cA+ + , dx A
M y Aσ= ∫ db
bAy Aσ= ∫
ds
sAy Aσ+ ∫ 2( )d
bb A
E by cy A= +∫ 2( )ds
b AnE by cy A+ +∫ ( )b x b x bE bJ cS= + ( )b x s x snE bJ cS+ + , otrzymuje się
układ równań względem ( , )b c //
b s x b x s b
x b x s x b x s x b
A nA S nS N EcS nS J nJ M Eb
+ + = + +
, gdzie db
x b AS y A= ∫ , d
sx s A
S y A= ∫ ,
2db
x b AJ y A= ∫ , 2d
sx s A
J y A= ∫ , środek ciężkości przekroju zespolonego ustala się tak aby
0x c x b x sS S nS= + ≡ , stąd 1 1 1/ ( )/( )c x c x b x s b sy S A S nS A nA= = + + , zaś układ rozsprzęga się i /x b cb M E J=
/ b cc N E A= , gdzie c b sA A nA= + , x c x b x sJ J nJ= + , po podstawieniu do wzorów na naprężenia otrzymuje się( ) ( ) / ( / )b b c x cy E by c N A M J yσ = + = + na bA , ( ) ( ) [ / ( / ) ]s b c x cy nE by c n N A M J yσ = + = + na sA ;
• przekroj zastępczy, postać powyższych wzorów wskazuje na możliwość stosowania prostszego sposobuobliczania tego typu konstrukcji przez wprowadzenie tzw. przekroju zastępczego traktując dalej prętzespolony jako wykonany z materiału jednorodnego, sposoby wyznaczania:1. sprowadzenie do jednorodnego pręta o module bE otrzymuje się mnożąc szerokości (składniki
liniowe) półek i środników obszaru sA przez n ,2. sprowadzenie do jednorodnego pręta przekroju o module sE dokonuje się dzieląc szerokości
(składniki liniowe) półek i środników obszaru bA przez n ,dla przekroju zastępczego prowadzimy obliczenia jak dla pręta z materiału jednorodnego, jedynie na końcu wprzypadku pierwszym aby otrzymać naprężenia w części ( )s mnoży się naprężenia z obszaru sA przez n lubw przypadku drugim aby otrzymać naprężenia w części ( )b dzieli się przez n naprężenia z obszaru bA .
• przykład, drewnianą swobodnie podparta belkę długości 3l m= , obciążona siłą skupioną 10P kN= wśrodku rozpiętości o przekroju prostokątnym 10 20d db h cm× = × ( 10dE GPa= ) wzmocniono w strefierozciąganej (na dole) płaskownikiem stalowym 10 0.5s sb h cm× = × ( 200sE GPa= ); wyznaczyćmaksymalne naprężenia w stali i drewnie oraz rozstaw wkrętów, jeśli nośność wkręta wynosi 2,5wN kN= ;przyjmujemy przekrój zastępczy jak jednolity z drewna, / 20s dn E E= = , zatem nowy wymiar poprzecznypłaskownika stalowego tak jakby był wykonany z drewna wynosi 20 10 200d
s sb nb cm!= = = , c d sA A nA= +220 10 20 (0.5 10) 300 cm! ! != + = , współrzędna cy środka ciężkości względem osi 1x usytuowanej w miejscu
3 3 4(10 20 200 0.5 ) / 3 26 675xJ cm! != + = , głównycentralny moment bezwładności względem osi x przechodzącej przez środek ciężkości figury zespolonej
1
2x x c cJ J A y= − 2 426 675 300 (6.58) 13 700 cm!= − = , wskaźniki wytrzymałości /( )g x d cW J h y= −
313 700 /13.42 1020 cm= = , /( )d x c sW J y h= + 313 700 / 7.08 1935 cm= = , maksymalny moment zginający
max / 4M Pl= 10 000 300 / 4 750 000 Ncm!= = , ekstremalne naprężenia (ściskające) w drewnie
max /drewnag gM Wσ σ= = 2750 000 /1020 735 /N cm= = , ekstremalne naprężenia (rozciągające) w stali
max /stalid gn n M Wσ σ= = 220 750 000 /1935 7760 /N cm!= = , maksymalna siła tnąca / 2 0.5yT P kN= = ,
moment statyczny np. płaskownika stalowego ( / 2)x s s c sS n b h y h!γ = + 320 10 0.5 (6.58 0.25) 683 cm! ! != + = ,siłą rozwarstwiająca między drewnem i stalą /y x xR T S Jγ γ= 5 000 683/13 700 250 /N cmb!= ≅ , odstęp
wkrętów z warunku wR e Nγ ≤ ⇒ /we N Rγ≤ 2 500 / 250 10 cm= = .
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 14
Pręty zakrzywione, o przekroju symetrycznym względem płaszczyzny pokrywającej się z płaszczyznąobciążenia y y− , rozważa się stan złożony: siła normalna N i moment zginający xM (rozciąganie/ściskaniemimośrodowe), zadaniem jest wyznaczenie podłużnych naprężeń normalnych zσ σ≡ ;
• pręty słabo zakrzywione (np. łuki), / 10hρ > , gdzie ρ jest promieniem krzywizny początkowej osi pręta;w zagadnieniach obliczania naprężeń przy zginaniu, rozciąganiu i ścinaniu, pręty słabo zakrzywione traktujesię tak jak pręty proste stosując te same wzory obliczeniowe jak dla prętów prostych;
• pręty silnie zakrzywione (np. haki, wyoblone naroża ram), / 1 3hρ ≅ ÷ założenia: − o płaskich przekrojach (przed i po odkształceniu), − siły tnące yT i naprężenia normalne prostopadłe do osi pręta ( yσ σ ⊥≡ ) nie wpływają na rozkład
naprężeń normalnych równoległych do osi pręta ( z "σ σ≡ ), − naprężenia styczne oblicza się tak samo jak w prętach prostych;
początkową długość włókien (geometrię) elementu różniczkowego ( ,d )ρ ϕ pręta silnie zakrzywionegoopisuje wzór wynikający z zależności geometrycznych 0d ( ) ( )d d d d ds y y y s yρ ϕ ρ ϕ ϕ ϕ≡ + = + = + , dla osipręta 0y = mamy 0d ds ρ ϕ= , w wyniku deformacji (wywołanej obciążeniem pręta) następuje zmiana( ,d )ρ ϕ → ( ,d )ρ ϕ , gdzie d d dϕ ϕ ∆ ϕ= + , przekrój obraca się względem punktu nie leżącego na osi ( x ),długość włókien zdeformowanych wynosi ( )d ( ) 1 ( ) d ( ) ( )d ( )(d d )s y y s y y yε ρ ϕ ρ ϕ ∆ ϕ= + ≡ + = + + ⇒
d d d d1 ( ) ( ) ( )d ( ) ( )d
y y ys y y
ϕ ∆ ϕ ϕ ∆ ϕε ρ ρρ ϕ
+ ++ = + = ++
, odpowiednio dla osi pręta 0y = mamy
0 0 0 0d d | (1 )d d (d d )ys s sε ρ ϕ ρ ϕ ∆ ϕ== = + ≡ = + , stąd promień krzywizny zdeformowanej 0 0(1 )dd d
sερϕ ∆ ϕ+=
+, co
po podstawieniu daje 0(1 ) d d d1 ( )d d ( )d
y yy
ε ρ ϕ ϕ ∆ ϕεϕ ∆ ϕ ρ ϕ
+ ++ = + + + 0 01 ( )y
y ϕε γ ερ
= + + −+
, gdzie ddϕ
∆ ϕγϕ
= ,
zatem 0 0( ) ( )yyy ϕε ε γ ε
ρ= + −
+;
z prawa Hooke’a mamy 0 0( ) ( ) ( ) yy E y E Eyϕσ ε ε γ ε
ρ= = + −
+, niewiadome odkształcenia 0ε i ϕγ
wyznacza się bezpośrednio z definicji przekrojowych sił wewnętrznych
0 0d d ( ) dA A A
yN A E A E Ayϕσ ε γ ε
ρ= = + −
+∫ ∫ ∫ , 2
0 0d d ( ) d( )x A A A
yM y A E y A E Ayϕσ ε γ ε
ρ= = + −
+∫ ∫ ∫ , ponieważ
d 0x AS y A= =∫ , oznaczając
2
dx A
yJ Ay
ρρ
′ =+∫ i przekształcając d
A
y Ayρ +∫ 1 d
A
y y Ayρ ρ
= − + ∫2
2
1 1d dA A
yy A Ay
ρρ ρ ρ
= −+∫ ∫ 2
1xJ
ρ′= − otrzymuje się
20
0
///0 /
x
xx
N EA JM EJ ϕ
εργ ερ
′ − = −′−
⇒ 0x
x
MEJϕ
ργ ε− =′
,
0xN M
EA EAε
ρ= + , co po podstawieniu do wzoru na naprężenia daje ( ) x x
x
N M M yyA A J y
ρσρ ρ
= + +′ +
; wzór ten
wskazuje, że: (a) przebieg naprężeń jest krzywą hiperboliczną, (b) dla 0N = (czyste zginanie) oś zerowa nieprzechodzi przez środek ciężkości, (c) dla ρ → ∞ wzór przyjmuje klasyczną postać jak dla belki prostej;
przykład, przekrój prostokątny b h× , promień krzywizny hρ = , obciążenie 0N = , xM M const≡ = ,
obliczyć ( )yσ ; dla prostokąta: A bh= , 2 2/ 2
/ 2d d
h
x A h
y yJ A b yy y
ρ ρρ ρ
+
−′ = =
+ +∫ ∫ 2 / 2ln/ 2
hb hh
ρρ ρρ
+= − − ,
zatem przy hρ = mamy 3 /10xJ bh′ ≅ (dla pręta prostego 3 /12xJ bh= ), stad 2
10( ) (1 )M yybh h y
σ = ++
2
11M h ybh h y
+=+
, równanie osi zerowych naprężeń 11 0h y+ = ⇒ /11y h= − , max / 2 2
13|3y h
Mbh
σ σ == = ,
min / 2 2| 9y hM
bhσ σ =−= = − .
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 15
Równanie linii ugięcia belki (wyznaczanie przemieszczeń przy zginaniu) założenia: − zginanie płaskie (proste) np.: ( ) 0xM z ≠ (dopuszcza się ( ) 0yT z ≠ ), w głównych centralnych osiach
bezwładności 0x y xyS S J= = = , − małe przemieszczenia / ( / / ) 1yv L u L y L≡ ≡ << , małe obroty d / d ( d / d d /d ) 1yv v z u z y z y′ ′= ≡ ≡ = <<
i małe odkształcenia 1ε << , rozważamy tylko pionowe przemieszczenia belki tzn. ugięcia, − siła tnąca yT nie wpływa na deformację pręta; • lina ugięcia − zdeformowana oś belki ( ) ( ( ) ( ) )yv z u z y z≡ ≡ , stan przemieszczeń a stąd odkształceń belki
określony jest całkowicie przez linię ugięcia; • równanie Eulera (założenie, że siły tnące nie wpływają na deformację pręta pozwala wykorzystać równanie
na krzywiznę osi belki z czystego zginania 1/ /x xM EJκ ρ= = , gdzie d / d 1/sκ ϕ ρ= = − krzywizna osibelki, s − długością łuku (zakrzywionej osi belki), ρ − promień krzywizny, równanie 1/ /x xM EJκ ρ= =powiązane z wzorem na krzywiznę krzywej płaskiej z geometrii różniczkowej 2 3/ 21 (1 ( ) )y yκ ρ ′′ ′= = ± +daje 2 3/ 2(1 ( ) ) /x xv v M EJ′′ ′+ = ± ; założenie o małych deformacjach (obrotach) pozwala pominąć składnik
2 2( ) (d d ) 0v v z′ ≡ << , uwzględniając klasyczną konwencję znaków ( )y v+ ≡ + , ( 1/( ) )κ ρ− = − , ( )xM+otrzymuje się równanie linii ugięcia 2 2d / d /x xv v z M EJ′′ = = − lub 2 2d / d /x xy y z M EJ′′ = = − nazywanerównaniem Eulera, jest to zwyczajne równanie różniczkowe II-rzędu o stałym współczynniku, rozwiązaniejego wymaga znajomości ( )xM z ;
• równanie IV-rzędu linii ugięcia (przyjmując xEJ const= nadaje się równaniu Eulera formę x xEJ v M′′ = − ),uwzględniając zależności różniczkowe pomiędzy momentem, siłą tnącą i obciążeniem d / dzx x yM M T′ = = ⇒
2 2d / dz d / dzx x y y yM M T T q′′ ′= = = = − , po zróżniczkowaniu równania Eulera x x yEJ v M T′′′ ′= − = − ,IV
x x y yEJ v M T q′′ ′= − = − = ; otrzymuje się ostatecznie postać /IVy xv q EJ= , która może służyć do obliczania
ugięć w układach statycznie niewyznaczalnych ponieważ nie wymaga ona znajomości sił wewnętrznych; • metoda Eulera - całkowania bezpośredniego, polega na dwukrotnym obustronnym całkowaniu równanie
2 2d d / ( )x xv v z M EJ f z′′ = = − = (czterokrotnym równania /IVy xv q EJ= ) otrzymuje się 1( )dv f z z C′ = +∫ ,
1 2[ ( )d ] dv f z z z C z C= + +∫ ∫ ; jeśli ( )f z ma odcinkowo kilka różnych postaci analitycznych całkujemy
przedziałami, stałe C1, C2 wyznaczamy z warunków brzegowych i/lub warunków ciągłości linii ugięcia nakońcach przedziałów l pv v= i ciągłości stycznych (kątów) l pv v′ ′= o ile taka zachodzi (przegub); zgodnie zzałożeniem o małych deformacjach d / d tgy y z ϕ ϕ′ = = ≅ interpretuje się jako kąt obrotu stycznej; uwagaprzy zmianie w przedziałach zwrotu osi ( )z z= − , dla wygody całkowania, przyrównując na brzegachprzedziału funkcje nieparzyste y ϕ′ ≅ , yy T′′′ ↔ zmieniamy znak na przeciwny;
• metoda Mohra - obciążeń wtórnych wykorzystuje analogię budowy wzorów statyki2 2d / dz d / dzx x y y yM M T T q′′ ′= = = = − i wzorów na linię ugięcia 2 2d / d d( ) / d /x xy y z y z M EJ′′ ′= = = −
zachodzącą pomiędzy następującymi wielkościami: /y x xq M EJ↔ , yT y′↔ , xM y↔ ; definiując jako
obciążenie wtórne funkcję * /y x xq M EJ≡ i rozwiązując zagadnienie statyki - uzyskamy wtórne siły tnące*yT y ϕ′≡ ≅ i wtórne momenty *
xM y≡ , które są pierwotnymi obrotami i ugięciami; ponieważ układrzeczywisty - belka pierwotna nie spełnia analogii w warunkach brzegowych (podporach), musimy utworzyćukład zastępczy - belkę wtórną, w której warunki brzegowe (podpory) określa się według reguły:
metoda jest efektywna w obliczeniach ugięć w ustalonych punktach *( )i x iy M≡ układów statyczniewyznaczalnych.
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 16
Energia potencjalna odkształcenia sprężystego (ciała sprężyste, zagadnienie statyki ⇒ energia kinetyczna 0= ) • praca sił zewnętrznych zL − jeśli punkty ( i ) przyłożenia sił ulegają przemieszczeniom to siły te wykonują
pracę 1n
z i i iL Pδ== ∑ , gdzie iP − obciążenia zewnętrzne niezależne od przemieszczeń, iδ − przemieszczeniapunktów przyłożenia sił mierzone w kierunku i zgodnie ze zwrotem siły iP ;
• praca sił wewnętrznych wL − praca sił przekrojowych na odpowiednich przemieszczeniach (funkcjachpołożenia) powstałych w wyniku deformacji ciała (lub praca naprężeń na odpowiednich odkształceniach);
• energia potencjalna odkształcenia sprężystego pE , na cechę gromadzenie się energii pE (jej istnienie) wwyniku obciążania ciała sprężystego wskazuje własność powracania ciała do swojej pierwotnej postaci pozdjęciu obciążenia (czyli odciążeniu);
• twierdzenie Clapeyrona: p w zE L L= = (wynika z zasady zachowania energii, przy 0kE = − statyka),praca sił zewnętrznych ( zL ) równa jest pracy sił wewnętrznych ( wL ), któracałkowicie zamienia się na energia potencjalna odkształcenia sprężystego ( pE );
− przykład: jednorodny pręt ( l , EA const= ) rozciągany osiowo ( P ); wydłużenie pręta było /l Pl EA∆ =
⇒ ( ) EAP u ul
= , stąd praca sił zewnętrznych; 2
2
0 0
1( )d d ( )2 2 2
l l
z zEA EA P lL P u u u u l P ll l EA
∆ ∆∆ ∆= = = = =∫ ∫ ;
• energia właściwa odkształcenia sprężystego Φ , jest to energia potencjalna odkształcenia sprężystegoprzypadająca (mierzona) na jednostkę objętości d / d d / dp wE V L VΦ = = , stąd dp w V
otrzymuje się 2 2 2 21 1[ ( ) (1 )( )]2 x y z xy xz yz x y y z z xE
Φ σ σ σ ν τ τ τ σ σ σ σ σ σ= + + + + + + − − − lub w postaci
2 2 2 2 2 2 21[ ( ) ( )]1 2 2x y z x y z xy xz yzG νΦ ε ε ε ε ε ε γ γ γ
ν= + + + + + + + +
−, do późniejszych zastosowań energię rozkłada się
na część związaną ze zmianą objętości VΦ i na część związaną ze zmianą postaci fΦ zapisując V fΦ Φ Φ= + ; − zmiana objętości nie zależy od odkształceń postaciowych lecz tylko od zmian długości krawędzi, stąd dla
sześcianu ( 1 1 1 1V = × × = ) przyrost jednostkowej objętości, przy ograniczeniu się do wyrazówpierwszego rzędu, wynosi (1 )(1 )(1 ) 1 3x y z x y z sΘ ε ε ε ε ε ε ε= + + + − ≅ + + = , gdzie 1
3 ( )s x y zε ε ε ε= + + jestśrednim odkształceniem podłużnym, wykorzystując prawo Hooke’a Θ wyraża się przez naprężenia, stąd
1 2 1 2( ) 3x y z sE Eν νΘ σ σ σ σ− −= + + = , gdzie 1
3 ( )s x y zσ σ σ σ= + + jest średnim naprężeniem normalnym;
− deformacja ściśle objętościowe ciała (bez zmian postaci) ma miejsce wówczas, gdy odkształceniapodłużne wszystkich krawędzi rozpatrywanego sześcianu są jednakowe ⇒ xV yV zV sε ε ε ε≡ ≡ ≡ ;
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 17
− deformacja postaciowe ciała charakteryzować zatem będą wszystkie pozostałe odkształcenia, tj.xf x sε ε ε= − , yf y sε ε ε= − , zf z sε ε ε= − oraz 2xy xyγ ε= , 2xz xzγ ε= , 2yz yzγ ε= ;
− zależności powyższe można otrzymać formalnie przez rozkład (dekompozycję) macierzy (tensora) np.odkształceń 3 3[ ]ijε ×=ε na tzw. aksjator 3 3[1]s s sε ε×= ≡ε 1 (część kulistą) i dewiator f sε= −ε ε 1 , tj.:
xx xy xz
xy yy yz
xz yz zz
ε ε εε ε εε ε ε
=
ε , 1 0 00 1 00 0 1
s sε =
ε , 13
13
( )
( )s xx yy zz
x y z
ε ε ε εε ε ε
= + +
= + +,
1 12 2
1 12 21 12 2
xx s xy xz xf xy xz
f xy yy s yz xy yf yz
xz yz zz s xz yz zf
ε ε ε ε ε γ γε ε ε ε γ ε γε ε ε ε γ γ ε
− = − ≡ −
ε ,
− lub naprężeń 3 3[ ]ijσ ×=σ , aksjator 3 3[1]s s sσ σ×= ≡σ 1 (część kulistą) i dewiator f sσ= −σ σ 1 :
xx xy xz
xy yy yz
xz yz zz
σ σ σσ σ σσ σ σ
=
σ , 1 0 00 1 00 0 1
s sσ =
σ , 13
13
( )
( )s xx yy zz
x y z
σ σ σ σσ σ σ
= + +
= + +,
xx s xy xz xf xy xz
f xy yy s yz xy yf yz
xz yz zz s xz yz zf
σ σ σ σ σ τ τσ σ σ σ τ σ τσ σ σ σ τ τ σ
− = − ≡ −
σ ,
− na podstawie prawa Hooke’a relacje między powyższymi składowy stanu naprężeń i odkształceń mają
postać: 1 2s sE
νε σ−= , 2
xfxf G
σε = ,
2yf
yf Gσ
ε = , 2
zfzf G
σε = , 2 xy
xy xy Gτ
γ ε= = , 2 xzxz xz G
τγ ε= = , 2 yzyz yz G
τγ ε= = ,
− energia właściwa odkształcenia sprężystego 12 ij ijΦ σ ε= rozłożona na część związaną ze zmianą objętości
VΦ ma postać 2 21 3 (1 2 ) 3( ) 32 2 2 (1 2 )V s s s s
• energia potencjalna odkształcenia sprężystego różnych stanów wytężenia pręta:
− rozciąganie/ściskanie osiowe /N A constσ = = , / Eε σ= , energia właściwa 2
22
1 12 2 2
NE EA
Φ σε σ= = = ,
dla objętości d dV A z= związanej z przekrojem pręta 2 2
2d d d d2 2
Np
N NE V A z zEA EA
Φ= = = ⇒
2dd 2
NpE N
z EA= , dla pręta o długości l otrzymuje się
2
0
1d d2
lN Np pl
NE E zEA
= =∫ ∫ ;
− skręcanie swobodne pręta o przekroju kołowym 0( ) /sM Jτ ρ ρ= , 20 d
AJ Aρ=∫ , / Gγ τ= , energia
właściwa 2 2
220
1 12 2 2
sMG GJ
ρΦ τγ τ= = = , dla objętości d d dV z A= ⇒ 2 2
20
d d d d2
S sp
ME V z AGJ
ρΦ= = , dla
przekroju 2 2
220 0
dd
d 2 2
Sp s s
A
E M MAz GJ GJ
ρ= =∫ , dla pręta o długości l otrzymuje się 2
00
1d d2
lS S sp pl
ME E zGJ
= =∫ ∫ ;
− zginanie czyste ( ) /x xy M y Jσ = , 2dx AJ y A=∫ , /Eε σ= , energia właściwa
22 2
2
1 12 2 2
x
x
M yE EJ
Φ σε σ= = =
dla d d dV z A= ⇒ 2
22d d d d
2M xp
x
ME V y A zEJ
Φ= = , dla przekroju 2 2
22
dd
d 2 2
Mp x x
Ax x
E M My Az EJ EJ
= =∫ , dla pręta o
długości l otrzymuje się 2
0
1d d2
lM M xp pl
x
ME E zEJ
= =∫ ∫ ;
− ścinanie przy zginaniu ( ) /y x xy T S J bγγ γτ = , / Gγ τ= , energia właściwa
2 22
2 2
1 1 ( )2 2 2
y x
x
T SG GJ b
γ
γ
Φ τγ τ= = =
dla d d dV z A= ⇒ 2 2
2 2
( )d d d d2
yT xp
x
T SE V z AGJ b
γ
γ
Φ= = , dla przekroju 2 22
2 2
d ( ) dd 2 2
Tp y yx
Ax
E T TS A kz GJ b GA
γ
γ
= =∫ , gdzie
2
2 2
( ) dxA
x
A Sk AJ b
γ
γ
= ∫ jest bezwymiarowym współczynnikiem charakteryzującym rozkład naprężeń od
ścinania zależnym tylko od kształtu przekroju (dla przekroju prostokątnego 6 / 5k = , dla dwuteowników
2 2.5k = ÷ ), ostatecznie dla pręta o długości l otrzymuje się 2
0
1d d2
l yT Tp pl
TE E k z
GA= =∫ ∫ ;
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 18
• twierdzenia Castigliano rozważa się ciało liniowo − sprężyste obciążone układem sił 1 2, ,..., nP P P podwpływem których doznaje ono przemieszczeń 1 2, ,..., nδ δ δ w miejscu i kierunku ich działania. Ponieważprzemieszczenia są liniową funkcją obciążenia praca sił zewnętrznych wynosi 1
12n
z i i iL Pδ== ∑ i może byćzapisana między innymi na dwa sposoby albo jako funkcja obciążenia 1 2( , ,..., )z z nL L P P P= , albo jako funkcjaugięć 1 2( , ,..., )z z nL L δ δ δ= ;
− pierwsze twierdzenie Castigliano − przemieszczenie iδ w miejscu i kierunku działania siły iP równajest pochodnej cząstkowej pracy sił zewnętrznych względem siły iP , tj. /z i iL P δ∂ ∂ = ;
− drugie twierdzenie Castigliano − siły iP działająca w miejscu i kierunku przemieszczenie iδ równajest pochodnej cząstkowej pracy sił zewnętrznych względem przemieszczenia iδ , tj. /z i iL Pδ∂ ∂ = ;
− dowód do tw. I; niech zL ma postać 1 2( , ,..., )z z nL L P P P= , wykorzystuje się koncepcję oddziaływań wdwóch etapach, do jednej z obciążającego ciało układu sił 1 2, ,..., nP P P , np. i − tej siły ( iP ), dodaje się
mały przyrost d iP , wówczas praca sił zewnętrznych wzrośnie i wyniesie (1) dzz z i
i
LL L PP
∂= +∂
, zauważmy, że
po zmianie kolejność działania obciążeń − najpierw d iP a następnie układ sił 1 2, ,..., nP P P − praca siłzewnętrznych wyniesie (2) dz z i iL L Pδ= + (po pominięciu ,,małego” przemieszczenia od d iP ), ponieważpraca nie może zależeć od kolejności oddziaływań musi zachodzić (1) (2)
z zL L≡ ⇒ /z i iL P δ∂ ∂ = , cnd; − dowód do tw. II; analogicznie jak w tw. I jednak dla 1 2( , ,..., )z z nL L δ δ δ= i zaburzenia i − ego iδ małym
przyrost d iδ otrzymamy (1) dzz z i
i
LL L δδ
∂= +∂
, (2) dz z i iL L P δ= + , (1) (2)z zL L≡ ⇒ /z i iL Pδ∂ ∂ = , cnd;
− przykład, kąt skręcenia cienkościennego pręta o przekroju zamkniętym ( , ,d dsF A sδ δ= ) i długości ( l ),
pierwszy wzór Bredta ( ) / 2 ( )s ss M F sτ δ= , / Gγ τ= , energia właściwa 2
22 2
1 12 2 8
s
s
MG GF
Φ τγ τδ
= = = , dla
objętości d d d d dV z A z sδ= = ⇒ 2
2d d d d8
S sp
s
ME V z sGF
Φδ
= = , energia potencjalna odkształcenia
sprężystego w całym pręcie 2
20
1 dd d8
lS S sp pV
s
M sE E zG F δ
= = ∫ ∫ ∫! , dla przypadku ,s sM F const= otrzymuje
się 2
2
1 d8
S sp
s
M l sEGF δ
= ∫! , na podstawie pierwszego tw. Castigliano i tw. Clapeyrona otrzymuje się
2
1 d4
pz s s
s s s s
EL M l s M lM M GF GJ
ϕδ
∂∂ = ≡ = =∂ ∂ ∫! , gdzie 2 d(2 ) /s s
sJ Fδ
= ∫! co zgodne jest z drugim wzorem Bredta;
• zastosowanie pierwszego tw. Castigliano do obliczania dowolnych przemieszczeń, − tw. /z i iL P δ∂ ∂ = mówi, że obliczone iδ to przemieszczenie w miejscu i kierunku działania siły iP , − tak powiązane wielkości typu ( ,i iPδ ), ( ,i iMϕ ), ( ,ij ijε σ ) nazywa się parami energetycznie sprzężonymi, − zatem jeśli na podstawie /z i iL P δ∂ ∂ = ma być obliczone pewne przemieszczenie δ w dowolnym miejscu
oraz o dowolnym kierunku i zwrocie to potrzebne jest energetycznie sprzężone z nim obciążenie, w tymcelu wprowadza się obciążenie fikcyjne tworzące parę energetycznie sprzężoną ( , Pδ ),
− jeśli P jest obciążeniem fikcyjnym (a więc o wartości 0P = ) energetycznie sprzężonym z δ to pierwsze
tw. Castigliano, po wykorzystaniu tw. Clapeyrona p zE L≡ , przyjmie postać 0 0
pz
P P
ELP P
δ= =
∂∂= ≡∂ ∂
,
− jeśli P jest obciążeniem fikcyjnym, a P symbolizuje rzeczywiste obciążenie zewnętrzne, to w przypadkuukładów liniowo − sprężystych siły wewnętrzne można zapisać np. w postaci typu: ( , )xM P P
( ) ( )x xM P M P= + ( )x xM P P M= + " , ( , ) ( )y y yT P P T P P T= + " , ( , ) ( )N P P N P P N= + " , gdzie , ,x yM T N
są siłami wewnętrznymi od obciążenia jednostkowego ( )1 energetycznie sprzężonego z δ , ( , )δ 1 ,
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 19
− struktura wzorów na energię potencjalną odkształcenia sprężystego w przypadku płaskich ram, łuków czy
układów sztywno wiotkich 22 21 d
2yM T N x
p p p p sx
kTM NE E E E zEJ GA EA
= + + = + +
∫ wymaga obliczenia wyrażeń
typu 2 2 2 2 2
0 0 0
d[ ( , )] d[( ) ] d[ 2 ] 2d d dx x x x x x x
x xP P P
M P P M M P M M M P M P M MP P P= = =
+ + += = = , na tej podstawie
− dla ram ostatecznie otrzymuje się wzór obliczeniowy 0
dp y yx xs
xP
E T TM M NNk zP EJ GA EA
δ=
∂ = = + + ∂
∫ , gdzie
, ,x yM T N są siłami przekrojowymi od rzeczywistego obciążenie zewnętrznego ( , , , , ,...p P m M t ),
a , ,x yM T N siłami wewnętrznymi od obciążenia jednostkowego ( )1 energetycznie sprzężonego z
poszukiwanym przemieszczeniem δ , ( , )δ 1 ,
− dla kratownic wzór upraszcza się i przyjmuje postać 10
np k k
kk kP
E N N lP EA
δ==
∂= =
∂ ∑ , gdzie kN siła normalna w
k − tym pręcie od rzeczywistego obciążenia zewnętrznego ( , ,...P t ) a kN siła normalna od obciążeniajednostkowego ( )1 energetycznie sprzężonego z poszukiwanym przemieszczeniem δ , ( , )δ 1 ;
• obliczanie (graficzne) całek z iloczynu dwóch funkcji, we wzorach (energetycznych) do obliczania
przemieszczeń występują całki z iloczynu dwóch funkcji typu 2
11 2d
z
zf f z∫ (np. dx x
sx
M M zEJ∫ ),
− wykresy funkcji 1f i 2f są znane, zakłada się, że jedna z funkcji jest liniowa np. 2 ( )f z az b= + , wówczas
kolejno oblicza się 2
11 2( ) (z)d
z
zf z f z∫ " 2
11( ) ( )d
z
zf z az b z= +∫ " 2 2
1 11 1( ) d ( )d
z z
z za f z z z b f z z= +∫ ∫
1 1z d d
A Aa A b A= +∫ ∫ 1 1aS bA= +
11 1CaA z bA= + 1 11 1 2( ) ( )C CA az b A f z= + =" " , stąd
− 2
11
1 2 1 2d ( )z
Czf f z A f z=∫ " , gdzie 2
11 1( )d
z
zA f z z= ∫ jest polem ograniczonym funkcją 1f , zaś
12 ( )Cf z jest
wartością funkcji liniowej 2f pod środkiem ciężkości 1Cz pola 1A ,
− dla funkcji skomplikowanych, które dają się rozłożyć na znane funkcje proste np. 1 1 1f f f= +# $ będzie
obowiązywać 2 2
1 11 1
1 2 1 1 2 1 2 1 2d ( ) d ( ) ( )z z
C Cz zf f z f f f z A f z A f z= + = +∫ ∫ # $ # # $ $" " ;
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 20
Stateczności prostych prętów sprężystych ściskanych osiowo • znaczenie stateczności (wyboczenia) w projektowaniu konstrukcji; • stany równowagi położenia ( 0x ) np. sztywnej kulki Q spoczywającej na różnego kształtu powierzchniach
(badanie energii potencjalnej ( ) ( )pE x Qz x const= + siły ciężkości Q , gdzie 0x x u∆= ± , u∆ - wychylenie): − powierzchnia wklęsła: 0 0( ) ( )z x u z x∆± > , po wychyleniu u∆ powstają siły powodujące powrót do
położenia pierwotnego 0x ⇒ równowaga stateczna 0( ) minp pE x E= ⇒ konieczny warunek
stateczności lokalnej: ekstremum / 0pE x∂ ∂ = oraz minimum 2 2/ 0pE x∂ ∂ > , − powierzchnia wypukła: 0 0( ) ( )z x u z x∆± < , po wychyleniu u∆ powstają siły powodujące oddalanie się od
położenia pierwotnego 0x ⇒ równowaga niestateczna 0( ) maxp pE x E= ⇒ występuje w przypadku
/ 0pE x∂ ∂ = , 2 2/ 0pE x∂ ∂ < , − płaszczyzna pozioma: 0 0( ) ( )z x u z x∆± = , wychylenie u∆ nie powoduje powstania żadnych sił ⇒
równowaga obojętna 0 0( ) ( )p pE x E x u∆= ± ⇒ ma miejsce gdy / 0pE x∂ ∂ = , 2 2/ 0pE x∂ ∂ = ; • podobne jw. metody badania stateczności równowagi można stosować do układów sprężystych; • układ sprężysty jest stateczny, jeżeli po wychyleniu z położenia równowagi powraca lub drga wokół tego
położenia, inaczej jest niestateczny; • badanie stateczności (od strony geometrycznej) wymaga uwzględnienia przemieszczeń ( , , )u v w w
równaniach równowagi (rezygnacja z zasady zesztywnienia); mówi się: − teoria I-rzędu, kiedy obowiązuje zasada zesztywnienia, − teoria II-rzędu, kiedy uwzględniamy wpływ małych przemieszczeń (małych obrotów) / 1v L << , − dalsze udokładnienia teorii polegają na podnoszeniu rzędu rozważanych przemieszczeń (odkształceń); • swobodnie podparty prosty pręt sprężysty ( L , xEJ EJ const≡ = ) ściskany siłą osiową P ; w wynikuściskania pręt o osi ( z ) doznaje w płaszczyźnie y z− wygięcia ( )v v z= spełniającego warunki brzegowe,wówczas moment zginający wyniesie ( ) ( )M z P v z= , zakładając małe przemieszczenia ( ) / 1v z L << możnawykorzystać równanie Eulera na linię ugięcia ( ) ( )EJv M z P v z′′ = − = − ⇒ / 0v vP EJ′′ + = , wprowadzającwspółczynnik 2 /P EJα = otrzymuje się jednorodne zwyczajne równanie różniczkowe II − rzędu o stałymwspółczynniku 2 0v vα′′ + = , którego rozwiązanie ogólne ma postać 1 2( ) sin cosv z C z C zα α= + ;z warunków brzegowych oblicza się stałe 0| 0zv = = ⇒ 2 0C = i | 0z lv = = ⇒ 1 sin 0C lα = ⇒ są tu dwarozwiązania: trywialne 1 0C = oś pręta pozostaje prosta, lub
sin 0Lα = ⇒ L nα π= , 1,2,3,...n = , są to wartości własne równania 2 0v vα′′ + = ;na podstawie 2 /P EJα = otrzymuje się 2 2 2/P n EJ Lπ= możliwe wygięcie tzw. postać wyboczenia
1( ) sin( / )v z C n z Lπ= , gdzie 1C - pozostaje nieokreślone; zatem dla tej samej siły 2 2 2/P n EJ Lπ= są dwastany równowagi pręta dwie postaci: prosta ( 1 0C = ) lub wygięta 1 0C ≠ ⇒ dla wartości 2 2 2/P n EJ Lπ=występuje bifurkacja – tzw. rozdwojenie rozwiązania;
• krytyczna siła Eulerowska pierwsza 2 21| /KR E nP P P EJ Lπ=≡ = = – (najniższa) najmniejsza wartość siły
krytycznej do osiągnięcia której KRP P< pręt zachowuje postać prostoliniową – układ pozostaje stateczny, poosiągnięciu tej siły KRP P≥ pręt może ulec wyboczeniu, postać prostoliniowa jest niestateczna, jednak istniejkrzywoliniowa postać równowagi znalezienie której wymaga już rozwiązania równania ścisłego
2 3/ 2(1 ( ) )EJ v v Pv′′ ′+ = − (tzw. rozwiązanie pokrytyczne, powyboczeniowe, pobifurkacyjne) a nie jak wyżejrozwiązania przybliżonego ( EJv Pv′′ = − );
• wyboczenie (wygięcia – utrata stateczności przy sile P przekraczającej wartość krytyczną KRP P> ); • siły krytyczne wyższego rzędu ( 1n > ) postaci ich wyboczenia, znaczenie przy dodatkowych podporach pręta; • prosty wspornik sprężysty ( L , xEJ EJ const≡ = ) ściskany siłą osiową P ; w wyniku ściskania wygięcie
wspornika ( )v v z= w płaszczyźnie y z− osiąga na jego końcu wartość ( )f v L= , wówczas momentzginający ma postać ( ) ( ( ) )M z P f v z= − − , dla małych przemieszczeń ( ) / 1v z L << obowiązuje równanieEulera ( ) ( ( ) )EJv M z P f v z′′ = − = − ⇒ 2 2v v fα α′′ + = , gdzie 2 /P EJα = , które jest niejednorodnymzwyczajnym równaniem różniczkowym II − rzędu o stałym współczynniku, rozwiązanie jego składa się zcałki ogólnej (jak wyżej) oraz całki szczególnej i ma postać 1 2( ) sin cosv z C z C z fα α= + + ;z warunków brzegowych oblicza się stałe 0| 0zv = = ⇒ 2C f= − i 0| 0zv =′ = ⇒ 1 0C = , gdzie
1 2( ) ( cos sin )v z C z C zα α α′ = − co daje ( ) (1 cos )v z f zα= − ,
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 21
ponadto zgodnie z założeniem musi być spełniony warunek |z Lv f= = ⇒ (1 cos )f f Lα= − ⇒cos 0f Lα = , ponieważ założono 0f > ⇒ cos 0Lα = dla najniższej wartości / 2Lα π= otrzymuje się
siłę krytyczną 2 2/(2 )KRP EJ Lπ= i postać wyboczenia ( ) [1 cos( / 2 )]v z f z Lπ= − , gdzie f jest nieokreślone; • z jednej strony utwierdzony a z drugiej swobodnie podparty pręt sprężysty ( L , xEJ EJ const≡ = )ściskany siłą osiową P ; w wyniku ściskania pręt o osi ( z ) doznaje w płaszczyźnie y z− wygięcia ( )v v z=powodującego w miejscu zamocowania ( )A moment utwierdzenia AM , wówczas moment zginający jestsumą wpływów od momentu utwierdzenia i od momentu wywołanego siłą P na ugięciu belki
( ) ( ) /AM z P v z M z L= + , stąd równanie Eulera ma postać ( ) ( ( ) / )AEJv M z P v z M z L′′ = − = − + ⇒2 2v v zα β′′ + = − , gdzie 2 /P EJα = , 2 /AM EJLβ = 2 /P EJα = , jest to niejednorodne zwyczajne
równanie różniczkowe II − rzędu o stałym współczynniku, rozwiązanie jego składa się z całki ogólnej orazcałki szczególnej i ma postać 2 2
1 2( ) sin cos /v z C z C z zα α β α= + − , 2 21 2( ) cos sin /v z C z C zα α α α β α′ = − − ;
z warunków brzegowych oblicza się 0| 0zv = = ⇒ 2 0C = , | 0z Lv = = ⇒ 2 21 sin / 0C L Lα β α− = , | 0z Lv =′ =
⇒ 2 21 cos / 0C Lα α β α− = , dzieląc dwa ostatnie stronami otrzymuje się warunek wyboczenia tg L Lα α= , z
przybliżonego rozwiązania najmniejsza wartość wynosi 4.49Lα = , stąd siła krytyczna2 2 2 2(4.49) / /(0.7 )KRP EJ L EJ Lπ= = ;
• długość wyboczeniowa, długość wolna na wyboczenie wl wynika z ujednolicenia wzoru na KR EP P≡ dlaróżnych warunków podparcia pręta o długości L : 2 2/KR E wP P EJ lπ≡ = , wówczas odpowiednio do warunkówbrzegowych wl wynosi: wl L= – obustronnie swobodnie podparty, 2wl L= – wspornik; 0.5wl L= –obustronnie utwierdzony, 0.7wl L! – jednostronnie swobodnie podparty i jednostronnie utwierdzony;
• smukłość pręta ( /wl iλ = współczynnik bezwymiarowy 0λ > , gdzie 2 /i J A= promień bezwładności, stądsiła krytyczna 2 2/KR EP P EAπ λ≡ = );
• płaszczyzna wyboczenia, minimalna siła krytyczna (konstrukcje rzeczywiste są przestrzenne – zatemwyboczenie może wystąpić w różnych płaszczyznach np.: ( x z− ) lub ( y z− ), wartość
2 2maxmin /KR EP P EAπ λ≡ = związana jest z płaszczyzną wyboczenia tj. z płaszczyzną w której smukłość jest
największa max max( , )x yλ λ λ= , w obliczeniach /wl iλ = należy uwzględnić różne xJ , yJ (rzutujące na
promień bezwładności 2 /i J A= ), jak i różne warunki podparcia w płaszczyznach ( x z− ) lub ( y z− )(rzutujące na długość wyboczeniową wl );
• smukłość graniczna gr propλ λ≡ zakres sprężysty (analogicznie do wzoru /P Aσ = ) wprowadza się pojęcie
naprężenia krytycznego 2 2( ) ( ) / /KR KRP A Eσ λ λ π λ= = , które można przedstawić w postaci funkcjismukłości tzw. hiperboli Eulera, formalnie zależność 2 2( ) /KR Eσ λ π λ= dopuszcza wzrost KRσ → ∞ przymalejącej smukłości 0λ → , jednak zgodnie z założeniami wzór 2 2( ) /KR Eσ λ π λ= jest słuszny tylko wzakresie liniowo sprężystym ( ) HRσ λ ≤ (tj. do granicy proporcjonalności, stosowalności prawa Hooke'a)stąd 2 2/KR H propE Rσ π λ σ= ≤ ≡ ⇒ 1/ 2( / )gr prop propEλ λ π σ= = z budowy wzoru wynika, że grλ jest kolejnącharakterystyką materiałową (a nie geometryczną) i ogranicza od dołu zakres sprężysty ( gr propλ λ λ≡ ≤ ), dla
stali wynosi 102stal stalgr propλ λ= ≈ ;
• wyboczenie w zakresie niesprężystym propλ λ< w projektowaniu dopuszcza się naprężenia do wartościgranicy plastyczności pl plastRσ σ≤ ≡ ponieważ jednak przy wyboczeniu poza granicą proporcjonalności, tj.
gr propλ λ λ< = uplastycznienie nie od razu obejmuje cały przekrój, uwzględniając na różny sposób ten fakt(poprzez różne dodatkowe założenia) proponuje się w przedziale smukłości 0 gr propλ λ λ< < = różne krzyweprzejściowe ( )KR KRσ σ λ= przechodzące od H propR σ≡ do pl plastR σ≡ ;
• krzywa Engessera–Karmana, wyboczenie poza granicą proporcjonalności smukłość propλ λ< , pręt ojednej płaszczyźnie symetrii np. y z− będącej płaszczyzną wyboczenia, współrzędne przekrojowe ( ,x y ) wśrodku ciężkości, y – położenie osi obojętnej, założenie: na pręt działa ustalona osiowa siła P const= ,analizując stan układu nadaje się prętowi obciążonemu siłą P const= małe przemieszczenie poprzeczne ( v ),jeśli po usunięciu przyczyny v przemieszczenie to zniknie – równowaga (zgodnie z definicją) jest stateczna,jeśli pręt pozostanie trwale wygięty oznacza to, że KRP P≥ , zatem w wyniku wygięcia trwałego po stroniewklęsłej ( 1A , 1h y y− ≤ ≤ ) nastąpi przyrost naprężeń ujemnych (zgodnie ze styczną do krzywej rozciągania
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 22
σ ε− , dociążenie tg d /dtEβ σ ε= = , gdzie tE jest modułem stycznym), zaś po stronie wypukłej ( 2A ,
1y y h≤ ≤ ) spadek naprężeń ujemnych (odciążenie sprężyste tg Eα = ), jest to zatem przypadek materiału oróżnych własnościach na ściskanie ( tE ) i rozciąganie ( E ), obliczymy teraz przyrosty naprężeń powstałetylko w wyniku wygięcia:przyjmując założenie o płaskich przekrojach przyrost odkształcenia od wygięcia wyniesie
1( ) ( )y y y y∆ε κ ρ −= − = − , tutaj κ jest krzywizną, zaś ρ promieniem krzywizny, stąd wzrost naprężeńujemnych ( ) /t tE E y y∆σ ∆ε ρ= = − po stronie wklęsłej ( 1A , 1h y y− ≤ ≤ ), zaś po stronie wypukłej ( 2A ,
1y y h≤ ≤ ) ma miejsce spadek naprężeń co do bezwzględnej wartości ( ) /E E y y∆σ ∆ε ρ= = − ; ponieważrozważamy wygięcie pręta przy warunku N P const= = to dla rozważanych przyrostów naprężeń odzginania obowiązuje d 0
AA∆σ =∫ ⇒
1 2
1 1( )d ( )d 0t A AE y y A E y y Aρ ρ− −− + − =∫ ∫ ⇒ 1 2 0tE S E S+ = stąd
możemy wyznaczyć położenie osi obojętnej y , gdzie 1 0S < i 2 0S > są momentami statycznymi pól 1A i
2A względem poszukiwanej osi obojętnej;
z definicji moment zginający wynosi d ( )d dx A A AM y A y y A y A∆σ ∆σ ∆σ= = − +∫ ∫ ∫ ( )d
Ay y A Pv∆σ= − ≡∫
co po podstawieniu wzorów na naprężenia daje 1 2( ) /x tM E J E J Pvρ= + ≡ , gdzie 1J i 2J są momentamibezwładności pól 1A i 2A wz osi obojętnej ( y ), podstawiając 1 2 3/ 2d /d (1 ( ) )z v v vκ ρ ϕ− ′′ ′ ′′= = = − + ≈ − ,gdzie v jest linią ugięcia, po uwzględnieniu przybliżenia 1 vκ ρ − ′′= ≈ − otrzymuje się 1 2( )tE J E J v Pv′′+ = −co można zapisać 0xEJ v Pv′′ + = ⇒ 2 0v vα′′ + = , gdzie 2 / xP EJα = , 1 2( ) /t xE E J E J J= + nazywa sięsprowadzonym modułem wyboczenia a xJ jest momentem bezwładności w/z osi przechodzących przezśrodek ciężkości; zatem dla zakresu propλ λ< wobec analogii wzoru 2 0v vα′′ + = do przypadku wyboczeniasprężystego, możemy stosować wzór obowiązujący w zakresie sprężystym podstawiając jedynie w miejscemodułu sprężystości E sprowadzony moduł wyboczenia E , daje to 2 2/KR Eσ π λ= co pozwala wyznaczyć
krzywą ( )KRλ λ σ= ( ) /KR KREπ σ σ= zastępującą w zakresie propλ λ< hiperbolę Eulera; • krzywa Engessera–Shanleya, wyboczenie poza granicą proporcjonalności smukłość propλ λ< , u podstaw
koncepcji leży założenie, że wygięciu pręta w chwili wyboczenia towarzyszy jednoczesny wzrost siły P taki,że nie pojawia się strefa zmniejszenia naprężeń (odciążenia) zatem w całym przekroju obwiązuje ten sammoduł styczny tE , to umożliwia stosować wzory z zakresu sprężystego kładąc w miejsce modułu sprężystościE moduł styczny tE , daje to 0t xE J v Pv′′+ = ⇒ 2 0v vα′′+ =" , gdzie 2 / t xP E Jα =" , stąd 2 2/KR tEσ π λ=" co
• ponieważ obowiązuje relacja tE E E< < to naprężenia krytyczne wg teorii Engessera–Shanleya ( )KRσ λ" sątrochę mniejsze od obliczonych wg Engessera–Karmana ( )KRσ λ , doświadczenia pokazały, że lepsza jestteoria Engessera–Shanleya;
• wpływ siły tnącej yT na wielkość siły krytycznej KRP , równanie linii ugięcia uwzględniające wpływ siłytnącej yT ma postać ( ) ( )M x T yv v M v T= + , stan zgięciowy ( )M xv M wyraża równanie Eulera /M x xv M EJ′′ = − ,ugięcie od siły tnącej ( )T yv T oblicza się z kąta odkształcenia postaciowego γ wywołanego działaniem siły
tnącej d /dT Tv z vγ ′= = , na podstawie tw. Clapeyrona T Tz pL E≡ ⇒
21 1 1d d d2 2 2
yy T y
TT v T z k z
GAγ= ≡ otrzymuje
się y Tk T v
GAγ ′= ≡ a stąd T y y
k kv T pGA GA
′′ ′= = − , ostatecznie xM T y
x
M kv v v TEJ GA
′′ ′′ ′′ ′= + = − + ,
w przypadku wyboczenia swobodnie podpartego prostego pręta sprężystego ( L , xEJ EJ const≡ = )ściskanego siłą osiową P mamy ( ) ( )M z P v z= ⇒ yT M P v′ ′= = ⇒ yT M P v′ ′′ ′′= = , po podstawieniu do
równania na linie ugięcia x
P kPv v vEJ GA
′′ ′′= − + otrzymuje się (1 ) 0xkPEJ v PvGA
′′− + = ⇒ 2ˆ 0v vα′′ + = , gdzie
2 1ˆ1 /x
PEJ kP GA
α =−
, warunek wyboczenia dla tej belki ma postać 1 ˆsin 0C Lα = ⇒ ˆLπα = , rozwiązując
względem P otrzymuje się 1 12 2
2 2ˆ 1 1x xKR E E
EJ k EJ kP P PL GA L GA
π π− − = + = +
, gdzie 2
2x
EEJPL
π= ,
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 23
ostateczne można napisać 2
2ˆ
( )KREAP π
βλ= , tutaj
2
21 1Ek k EP
GA Gπβλ
= + = + jest bezwymiarowym
współczynnikiem, którego ostatnia postać wskazuje, że dla przekrojów jednolitych wpływ siły tnącej nawartość siły krytycznej jest bardzo mały i może być pominięty; okazuje się, że w prętach złożonych(wielogałęziowych) wpływ siły tnącej na wartość siły krytycznej jest znaczący;jako przykład rozważa się ściskany siłą osiową P pręt o długości L złożony z pasów pJ , pA (np. w postacidwóch teowników) rozstawionych na szerokość h i utrzymywanych prostym wykratowaniem w postacisłupków sA w rozstawie a i pojedynczych krzyżulców kA o długości równej 2 2 1/ 2( )d a h= + ,moment bezwładności przekroju złożonego wyniesie 22 [ ( /2) ]x p pJ J A h= × + ,
gdyby wykratowanie byłoby niepodatne można by stosować klasyczny wzór na siłę krytyczną 2 2/E xP EJ Lπ= ,okazuje się jednak, że podatność wykratowania ze względu na siłę tnącą yT wpływa znacznie na wartość siłykrytycznej, rozpatrując oczko ( a h× ) wykratowania, które musi przenieść siłę tnącą yT powstałą w wynikuglobalnego wygięcia pręta v , otrzymuje się: siłę rozciągającą w słupku s yN T= , siłę ściskającą w krzyżulcu
/k yN T d h= − , siłę rozciągającą w jednym z pasów /p yN T a h= (jednak ze względu na dużą sztywność pasa( )pEA ∞! w stosunku do sztywności wykratowania sEA , kEA siłę pN będzie pomijać się w obliczeniach
przemieszczeń od ścinania Tv ),
odpowiadający kątowi postaciowemu dd
Ty
k vTGA z
γ = ≡ elementu różniczkowego dz belki jednolitej kąt
spaczenia oczka wykratowania ma postać /Tv aγ ∆= , gdzie Tv∆ jest przyrostem ugięcia od siły tnącej yT wramach oczka wykratowania a , obliczenie Tv∆ można przeprowadzić na drodze analizy schematugeometrycznego lub elegancko wykorzystując pierwsze tw. Castigliano /T z yv L T∆ = ∂ ∂ i tw. Clapeyrona
Nz pL E≡ obliczając energię potencjalną dla układu kratowego oczka
2( )2
N i ip
i i
N lEEA
=∑ 2( )
2y
s
T hEA
=
2( / )2y
k
T d h dEA
−+
2( / )2 ( )
y
p
T a h aEA
+∞!
stąd 3
2
1 1 1 ( )Np y y
Ty s k
E T h T dv
a a T a EA h EAγ ∆
∂= = = +
∂
3 3
2 ( )y
s k
T h dEah A A
= + , porównując
oba kąty wyznacza się wyrażenie 3 3
2
1 ( )y s k
k h dGA T Eah A A
γ= ≡ + pozwalające określić współczynnik
3 3 2
2 2
11 1 ( ) xE
s k
k h d EJPGA Eah A A L
πβ = + = + + , który wskazuje, że dla przekrojów złożonych wpływ siły
tnącej na wartość siły krytycznej 2 2ˆ /( )KRP EAπ βλ= jest dużo większy; • wymiarowanie prętów ściskanych – rzeczywiste konstrukcje nie są liniowo sprężyste (np.: uplastycznienia),
ponadto nie spełniają warunków idealnych: mimośrodowość obciążeń i wstępne wygięcia (imperfekcje),także występują obciążenia poprzeczne (proste ujęcie tych zjawisk prowadzi do niejednorodnych równańróżniczkowych) pojawia się jakościowo inne zjawisko - oś pręta wygina się od początku, nie występuje tuproblem bifurkacji - siły wybaczającej EP lecz siły granicznej GRP - maksymalnej; tradycyjnie nazywamysiły: Eulerowską E KRP P′≡ - siła krytyczna I-rodzaju oraz graniczną GR KRP P′′≡ - siła krytyczna II-rodzaju);zmniejszający współczynnik wyboczenia β ma ująć rzeczywiste zachowanie konstrukcji (redukującnaprężenia krytyczne ( )KR KRσ σ λ= , hiperbola Eulera + krzywa przejściowa), współczynnik β zawierająnormy projektowania poszczególnych rodzajów konstrukcji (stalowych, żelbetowych, ...) w postaci tablic
( )β β λ= jako funkcji smukłości pręta /wl iλ = ; podstawą wymiarowania prętów ściskanych osiowo:w metodzie naprężeń dopuszczalnych są warunki / ( ) brutto dopP Aσ β λ σ= ≤ i / netto dopP Aσ σ= ≤ , gdzie
bruttoA – pole przekroju poprzecznego bez miejscowych osłabień (bowiem wzór oparty jest na zależnościachgeometrycznych, linii ugięcia), nettoA – minimalne pole przekroju poprzecznego z uwzględnieniem osłabień,w metodzie stanów granicznych są warunki 1 2( ) ...i i gr nP N brutto k k kη β∑ ≤ i 1 2( ) ...i i gr nP N netto k k kη∑ ≤ ,gdzie ( )gr pl bruttoN brutto Aσ= oznacza nośność przekroju brutto, ( )gr pl nettoN netto Aσ= oznacza nośnośćprzekroju netto, 1iη ≥ , współczynniki przeciążenia (zależą od rodzaju obciążenia), 1ik ≤ , np.
1k − współczynnik jednorodności materiału (zależy od mat., war. produkcji itp.), 2k − współczynnikiwarunków pracy (zależy od war. realizacji konstrukcji).
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 24
Hipotezy wytrzymałościowe • standardowe badania materiałów określającymi ich podstawowe cechy sprowadzają się zasadniczo do
jednoosiowych statycznych prób rozciągania i ściskania, popularność tych prób wynika z prostoty ichprzeprowadzenia i łatwości interpretacji otrzymywanych wyników (jedna składowa naprężeń);
• podstawowymi wielkościami wskazującymi na niebezpieczny stany materiału są: granica plastycznościpl plastR σ= , wytrzymałości na rozciąganie maxrR σ= i wytrzymałości na ściskanie mincR σ= − określane
w ramach jednoosiowego stanu wytężenia w próbach rozciągania lub ściskania; okazuje się, że kruchość iplastyczność zależą nie tylko od samego materiału ale także od złożoności stanu wytężenia w jakim znajdujesię ciało (liczby niezerowych składowych naprężeń np.: PSN, PSO, symetria osiowa, przestrzenny stannaprężenia); w obliczeniach za wielkość charakteryzujące jednoosiowego stan wytężenia przyjmuje sięnaprężenie graniczne 0 , , pl r cR R Rσ = , a stąd otrzymuje się pozostałe wielkości graniczne: odkształcenie
• hipotezy wytrzymałościowe uogólniają wyniki badań jednoosiowych na ogólny przestrzenny stannaprężenia określając w przestrzeni naprężeń obszar bezpieczny wewnątrz hiperpowierzchni odpowiadającejwartości 0σ z jednoosiowego stan wytężenia, pozwalają zatem określić stan niebezpieczny materiału wzłożonych stanach wytężenia; jest wiele różnych hipotez o ich wartości decyduje zgodność z doświadczeniemotrzymywanych na ich podstawie wyników;
• hipoteza największego naprężenia normalnego Galileusza (historyczna): stan niebezpieczny ma miejsce,gdy największe co do bezwzględnej wartości naprężenie główne osiągnie wartość 0σ , stan bezpieczny to
I II III 0| |, | |, | |σ σ σ σ< , w PSN są dwa warunki I 0| |σ σ< i II 0| |σ σ< , które w dwuwymiarowej przestrzeninaprężeń głównych tworzą kwadrat o bokach 02σ ograniczający obszar bezpieczny; hipoteza ta nie znalazłapotwierdzenia w badaniach doświadczalnych;
• hipoteza największego odkształcenia podłużnego de Saint–Venanta (historyczna): stan niebezpiecznyzachodzi, gdy największe co do bezwzględnej wartości odkształcenie główne osiągnie wartość 0ε , stanbezpieczny to I II III 0| |, | |, | |ε ε ε ε< ; w PSN na podstawie uogólnionego prawa Hooke’a otrzymuje się są dwawarunki I II 0| |σ νσ σ− < i II I 0| |σ νσ σ− < , które w dwuwymiarowej przestrzeni naprężeń głównych tworząromb o bokach 02σ nachylonych pod kątem α ( tgα ν= ) ograniczający obszar bezpieczny; hipoteza ta nieznalazła potwierdzenia w badaniach doświadczalnych;
• hipoteza największego naprężenia stycznego – hipoteza Treski: stan niebezpieczny ma miejsce, gdynajwiększe co do bezwzględnej wartości naprężenie styczne osiągnie wartość 0τ , stan bezpieczny to1 1 1
II III III I I II 02 2 2| |, | |, | |σ σ σ σ σ σ τ− − − < , w PSN wobec 0 0/2τ σ= otrzymuje się trzy warunki I II 0| |σ σ σ− <
I 0| |σ σ< i II 0| |σ σ< , które w dwuwymiarowej przestrzeni naprężeń głównych tworzą sześciobok wpisany wkwadrat o bokach 02σ ograniczający obszar bezpieczny; hipoteza ta wykazuje lepszą zgodność zdoświadczeniem, wada - brak możliwości uwzględnienia różnych wytrzymałości na rozciąganie i ściskanie;
• hipoteza energii sprężystej odkształcenia postaciowego – Hubera–Misesa–Hencky’ego (HMH): obszar
bezpieczny określa nierówność 0fΦ Φ≤ , gdzie 2 2 2 2 2 21 [( ) ( ) ( ) 6( )]12f x y y z z x xy xz yzG
Φ σ σ σ σ σ σ τ τ τ= − + − + − + + + ,
a 20 0 /6GΦ σ= jest graniczną energią sprężystą odkształcenia postaciowego dla jednoosiowego stanu
naprężenia ( 0xσ σ= , pozostałe 0= ), stąd 2 2 2 2 2 2 20( ) ( ) ( ) 6( ) 2x y y z z x xy xz yzσ σ σ σ σ σ τ τ τ σ− + − + − + + + ≤ i w
trójwymiarowej przestrzeni naprężeniach głównych 2 2 2 2I II II III III I 0( ) ( ) ( ) 2σ σ σ σ σ σ σ− + − + − ≤ tworzy
nieskończenie długi walec o podstawie kołowej i osi jednakowo nachylonej do osi naprężeń głównych,w PSN 2 2 2 2
03x y x y xyσ σ σ σ τ σ+ − + ≤ i w dwuwymiarowej przestrzeni naprężeń głównych 2 2 2I II I II 0σ σ σ σ σ+ − ≤
warunek HMH ma postać elipsy ograniczając obszar bezpieczny; hipoteza ta dla materiałów plastycznych ojednakowej wytrzymałości na rozciąganie i ściskanie wykazuje bardzo dobrą zgodność z doświadczeniem;
• stosowanie hipotez wytrzymałościowych w złożonym stanie naprężenia wprowadza się pojęcie naprężeńzastępczych wg odpowiedniej hipotezy, zapis obszaru bezpieczne przyjmuje postać
I II III 0( , , )zast fσ σ σ σ σ= ≤ , gdzie 0σ jest naprężeniem granicznym w jednoosiowym stanie naprężenia,dla hipotezy Treski w PSN wykorzystując 2 2 1/ 21 1
1 2 2 4, ( ) [ ( ) ]x y x y xyσ σ σ σ σ τ= + ± − + otrzymuje się zastσ ≡2 2 1/ 2
I II [( ) 4 ]Treska x y xyσ σ σ σ σ τ= − = − + dla I II 0σ σ <! lub Izast Treskaσ σ σ≡ = i IIzast Treskaσ σ σ≡ = I II 0σ σ >! ,
dla hipotezy Hubera–Misesa–Hencky’ego w PSN zastσ ≡ 2 2 23HMH x y x y xyσ σ σ σ σ τ= + − + 2 2I II I IIσ σ σ σ= + − ,
zaś w przestrzennym zastσ ≡ 2 2 2 2 2 212 [( ) ( ) ( ) 6( )]HMH x y y z z x xy xz yzσ σ σ σ σ σ σ τ τ τ= − + − + − + + + ;
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 25
− przykład; określić, który z trzech stanów naprężeń jest najbardziej niebezpieczny wg hipotezy Hubera–
Misesa–Hencky’ego (HMH) a) 10 0 00 80 00 0 30
MPa =
σ , b) 10 0 200 60 020 0 0
MPa−
=
σ , c) 0 20 020 75 00 0 10
MPa =
σ ,
gdzie składowe naprężeń zapisane są kartezjańskim układzie współrzędnych ( , , ) ( , , )x y z≡i j k e e e zastσ ≡2 2 21
− przykład; sprawdzić w przekroju α α− naprężenia zastępcze w swobodnie podpartej dwuteowej belcezginanej obciążonej siłą skupioną w środku wg hipotezy Hubera–Misesa–Hencky’ego (HMH),
/ ( )x xM y J nettoσ = , ( ) / ( )y x xT S brutto J bruttoγτ δ= , zastσ ≡ 2 23HMHσ σ τ= + .Matematyczne modele ciał plastycznych, nośność graniczna przekroju poprzecznego (rozważa się stanywytężenia w których występuje tylko naprężenie normalne σ , tj. rozciąganie/ściskanie osiowe, zginanie czyste irozciąganie/ściskanie mimośrodowe);• krzywa rozciągania/ściskania σ ε− jako podstawa modeli teoretycznych, np. stal miękka charakterystyka
zakresów: liniowego i nieliniowego sprężystego (granica proporcjonalności H propR σ= , wyraźna granicaplastyczności 0pl plR σ σ= ≡ ), płynięcie plastyczne (odkształcenia trwałe – plastyczne plε , odkształceniasprężyste sε ), wzmocnienie (moduł wzmocnienia WE , granica wytrzymałości maxrR σ= ), utrata statecznościmateriału (zniszczenie); pojęcia obciążenia i odciążenia w zakresie sprężystym i plastycznym;
• istota zachowania plastycznego, niezależność od czasu ( )f tσ ≠ , ( )f tε ≠ , nieodwracalność deformacjiplastycznej plε , niejednoznaczność opisu matematycznego – inny sposób opisu obciążenia i odciążenia;
• model liniowo–sprężysty (L–S, rozważany dotąd) Eσ ε= , schemat mechaniczny – sprężyna P ku= ;• model sztywno–plastyczny (Sz–P)
0ε = dla 0 plσ σ σ< ≡ (brak odkształceń do osiągnięcia graniczy plastyczności – materiał sztywny),
plε dla 0 plσ σ σ= ≡ (płynięcie materiału – nieograniczone deformacje),schemat mechaniczny – ruch ciała sztywnego Q na płaszczyźnie z tarciem Culomba T Qµ= , tj. P T<spoczynek, P T= ruch nieograniczony;
• model idealnie sprężysto–plastyczny (IS–P)Eσ ε= dla 0 plσ σ σ< ≡ ⇒ 0 0/Eε σ= zachowanie liniowo sprężyste,
0 plε ε ε= + dla 0 plσ σ σ= ≡ (płynięcie materiału – nieograniczone deformacje),schemat mechaniczny – sprężyna ( P ku= dla P T< ) połączona szeregowo ze modelem ciała sztywnego napłaszczyźnie ( P T= dochodzi ruch nieograniczony);
• model idealnie sprężysto–plastyczny ze wzmocnieniem (IS–PW), początkowe 0 plσ σ≡ ,Eσ ε= dla 0σ σ< ⇒ 0 0/Eε σ= zachowanie liniowo sprężyste,
0 plε ε ε= + i 0 0( )WEσ σ ε ε= + − przy obciążeniu tj. 0σ σ> dla odciążenia położenie 0σ σ≡ (płynięcie zewzmocnieniem materiału wg WE – ograniczone deformacje plastyczne),schemat mechaniczny – sprężyna ( s sP k u= dla P T< ) połączona szeregowo ze równoległym układemzbudowanym ze sprężyny ( Wk ) i ciała sztywnego na płaszczyźnie ( T ) (tj. s Wu u u= + , zP k u= ,
/ / /z s WP k P k P k= + druga sprężyna aktywizuje się przy obciążeniu P T> , dla odciążenia kładzie sięT P≡ ); istnieje szereg innych modeli opisujących zjawisko uplastycznienia materiału;
• nośność graniczna przekroju jest to maksymalna siła przekrojowej (wewnętrznej) – wyznaczana napodstawie modelu materiału idealnie sprężysto–plastycznego (IS–P) – przy której następuje nieograniczonywzrost odkształceń (tj. maksymalna siła jaką jest w stanie przenieść przekrój, wielkość lokalna);
• nośność graniczna konstrukcji jest to obciążenie zewnętrzne powodujące zniszczenie całej konstrukcji lubjej części (wielkość globalna),nośność graniczna przekroju pokrywa się z nośnością graniczną konstrukcji tylko w przypadku konstrukcjistatycznie wyznaczalnych,w przypadku układów statycznie niewyznaczalnych zniszczenie konstrukcji następuje w momencieprzekształcenia się układu w łańcuch kinematyczny w następstwie przekroczenie nośności granicznej(najczęściej) w kilku przekrojach;
• rozciąganie/ściskanie nośność graniczna przekroju, − pręt jednorodny o przekroju A , constσ = na A : maxgr plN N Aσ= = ,
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 26
− pręt zespolony z dwóch materiałów np. stal ( ( ), ss plA σ ), beton ( ( ), b
b plA σ ): ( ) ( )s bgr pl s pl bN A Aσ σ= +! ! ,
dla porównania stan sprężysty, z warunku zgodności odkształceń b sε ε ε= = i prawa Hoocka/ /b b s sE Eε σ σ= = → b b s s b b s sN A A E A E Aσ σ ε ε= + = + ( / )b b s s b b cE A A E E Aε σ= + = , /c b s s bA A A E E= + ;
• zginanie czyste nośność graniczna przekroju, rozważa się zginanie proste względem osi x , 0xM ≠ , w stanierównowagi granicznej (w całym przekroju A występują naprężenia plastyczne plσ : w strefie ściskanej
,s plA σ− , w strefie rozciąganej ,r plA σ+ ) muszą być spełnione warunki równowagi statycznej
d 0A
N Aσ≡ =∫ ⇒ 0pl s pl rA Aσ σ− + = ⇒ / 2s rA A A= = i dgr AM y Aσ≡ ∫ , stąd plastyczny wskaźnik
wytrzymałości / ( )2
s rpl gr pl s r x x
AW M c c S Sσ= = + = + , gdzie sx s sS A c= , r
x r rS A c= statyczne momenty pól
ściskanego sA i rozciąganego rA względem osi obojętnej w stanie równowagi granicznej, − porównanie wskaźników wytrzymałości sprężystych W i plastycznych plW , równoważne porównaniu
przekroje pełne: prostokątny ( )b h× : 2 / 6W bh= , 11 22 ( )plW A c c= + 1 2 / 4c c h= = ,
2
22 4 4pl
bh h bhW = × =! ,
/ 1.5plW W = ; kołowy ( )r ; 3 / 4W rπ= , 11 22 ( )plW A c c= + , 1 2 4 / 3c c r π= = ,
234 42
2 3 3plr rW rπ
π= × =! ,
/ 16 / 3 1.7plW W π= = ;przekroje cienkościenne: idealny dwuteownik (same pasy) / 1plW W = , dwuteownik | / 1.1 1.2pl x xW W = ÷ ,
| / 1.6 1.7pl y yW W = ÷ ; ceownik | / 1.1 1.2pl x xW W = ÷ , | / 1.8pl y yW W ≅ ; rura ( , )r δ / 1.27plW W = ; − obszar uplastycznienia belki, przykład, belka swobodnie podparta L o przekroju prostokątnym ( )b h×
obciążona w środku /2z L= siłą skupioną P , symetria układu, 12( )M z Pz= , 0 / 2z L≤ ≤ , 1
pl pl pl bhσ σ σ −= + , gdzie 21 12 2s s s sS A h bh= = , 21 1
2 2r r r rS A h bh= = są momentami statycznymiodpowiednich pól względem osi obojętnej w stanie granicznym;
− przekrój zespolony z dwóch różnych materiałów np. przekrój prostokątny ( )b h× z materiałów opolach ( ) ( )B BA bh= i ( ) ( )S SA bh= mających takich same granice plastyczności na ściskanie i rozciąganie
( ) ( ) ( )B B r B spl pl plσ σ σ≡ = , ( ) ( ) ( )S S r S s
pl pl plσ σ σ≡ = ; przyjmując, że ( ) ( )B Sh h> i ( ) ( )B Spl plσ σ< z warunku równowagi
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 27
d 0A
N Aσ≡ =∫ ⇒ ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) 0B B B B S Spl s pl r plA A Aσ σ σ− + + = oblicza się ( )B
sh i ( )Brh pozwala to obliczyć nośność
graniczną przekroju zginanego ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )B B B B S Sgr pl s pl r plM S S Sσ σ σ= + + , gdzie ( ) ( ) ( ) 21 1
2 2 ( )B B Bs s s sS A h b h= = ,
( ) ( ) ( ) 21 12 2 ( )B B B
r r r rS A h b h= = i ( ) ( ) ( ) ( )12( )S S B S
rS A h h= +! są momentami statycznymi odpowiednich pólwzględem osi obojętnej w stanie granicznym;warto zauważyć, że w przypadku materiałów o tych samych własnościach na ściskanie i rozciąganie
( ) ( ) ( )S S r S spl pl plσ σ σ≡ = i ( ) ( ) ( )B B r B s
pl pl plσ σ σ≡ = graniczna nośność dgr AM y Aσ≡ ∫ zespolonego przekroju
zginanego nie zależy od zwrotu momentu zginającego M± ;inaczej jest w przypadku materiałów o różnych odporności na ściskanie i rozciąganie (np. ( ) ( )B r B s
pl plσ σ≠ ),tutaj nośność graniczna przekroju zespolonego zależy oczywiście od tego czy dany materiał jest ściskanyczy rozciągany (tj. M± ), przykładem jest tu sposób obliczania nośności granicznej przekrojużelbetowego w którym przyjmuje się, że w stanie granicznym beton nie pracuje na rozciąganie (tj.
( ) 0B rplσ = ze względu na zarysowanie);
− przykład zachowania się betonu w konstrukcji żelbetowej wskazuje, że w przypadku rzeczywistychmateriałów w których występuje duże zróżnicowanie r s
pl plσ σ<< może pojawić się konieczność
ograniczenia odkształceń przy rozciąganiu do pewnej wartości rgr grε ε≡ , która decydować będzie o
nośności granicznej przekroju,rozważa się przekrój prostokątny ( )b h× wykonany z materiału o różnej granicy plastyczności naściskanie ( s
plσ , s sA bh= ) i rozciąganie z jednoczesnym ograniczeniem wartości odkształceń ( rplσ ,
rgr grε ε≡ , ( )r r sA bh b h h= = − ), przyjmując układ współrzędnych pokrywający się z osią obojętną w stanie
granicznym (tj. max|ry h grε ε ε= = ≡ ), zgodnie z założeniem Bernoulliego odkształcenia są funkcją liniową
( ) /gr ry y hε ε= , stąd min| /sy h gr s rh hε ε ε= = = − /( )gr s sh h hε= − − ; zakładając dla przypadku r s
pl plσ σ<<uproszczony model rozkładu naprężeń w stanie granicznym tj. w strefie ściskanej liniowo sprężysty
( ) ( ) /( )gr sy E y E y h hσ ε ε= = − , 0sh y≤ ≤ i uplastycznienie całej strefy rozciąganej ( ) rply constσ σ= = ,
0 ry h≤ ≤ ; stąd z warunku równowagi d 0A
N Aσ≡ =∫ ⇒ 1 ( ) 02
rsgr s pl s
s
hbE h b h hh h
ε σ− + − =−! ⇒
2 2( / 2) 2 0r r rs pl gr s pl plh E h h hσ ε σ σ− − + = znajduje się
/ 2/ 2
r rpl pl gr
s rpl gr
Eh h
Eσ σ ε
σ ε−
=−
i r sh h h= − co pozwala
obliczyć nośność graniczną przekroju zginanego (np. względem punktu przyłożenia wypadkowej ze strefyściskanej) 1 2
2 3( ) [ ( ) ]rgr pl s s sM b h h h h hσ= − − +! 1 1
2 3( )rpl r sb h h hσ= + ;
dla betonu lub cegły 214
rgr plM bhσ≅ ;
• mimośrodowe rozciąganie/ściskanie nośność graniczna przekroju, rozważa się rozciąganie siłą N i zginanymomentem M przekrój o jednej osi symetrii w płaszczyźnie zginania ( h const= , ( )b b y= ) oraz materiał ojednakowej granicy plastyczności plσ na ściskanie i rozciąganie,przyjmuje się, że układ współrzędnych ( , )x y pokrywa się z osią obojętną stanu granicznego czystegozginania (tj. 0M ≠ i 0N = , / 2s rA A A= = ⇒ oś x , zaś 2 /s
s xc S A= i 2 /rr xc S A= ), zatem xM M Na= +
bowiem siła 0N ≠ działa na mimośrodzie Ca y= równym odległości środka ciężkości ( )c przekroju A odosi obojętnej x , ponadto niech δ oznacza względne przesunięcie osi obojętnej z rozciąganiamimośrodowego ( , 0xM N ≠ ) w stosunku do osi x czystego zginania ( 0xM ≠ , 0N = ) w stanach granicznych;
z warunków równowagi (czy definicji sił) dA
A Nσ ≡∫ ⇒ 0
2 ( )dpl b y y Nδ
σ =∫ , d xAy A M M Naσ ≡ = +∫ ⇒
12 0
( ) 2 ( )dpl s r plA c c y b y y M Naδ
σ σ+ − = +∫ ! po podzieleniu odpowiednio przez gr plN Aσ= lub gr pl plM Wσ=
12 ( )pl s rA c cσ= + otrzymuje się kolejno
0
2 dgr
N b yN A
δ= ∫ i
0
21 dgr pl pl pl
M Nay b yM W W
δ
σ= − −∫ ! ⇒
0
21 ( ) dgr pl
M y a b yM W
δ= − +∫ ! po uwzględnieniu że
02 dplN b y
δσ= ∫ , ostatecznie po zcałkowaniu i
wyznaczeniu δ otrzymuje się ( ) 1gr gr
M NfM N
+ = , gdzie funkcja f zależy od kształtu przekroju;
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 28
− idealny przekrój dwuteowy (dwuteownik bez środnika) 1gr gr
M NM N
+ = .
• złożone stany naprężeń (PSN, PSO, symetria osiowa, przestrzenny stan naprężenia), w tych przypadkachpojęcie granicy plastyczności plσ z jednoosiowego stanu naprężenia zostaje uogólnione poprzez hipotezywytrzymałościowe na tzw. warunek uplastycznienia na podstawie którego budowana jest klasyczna teoriaplastyczności,
− w przypadku hipotezy Hubera–Misesa–Hencky’ego (HMH) warunek plastyczności w PSN ma postać2 2 2 23x y x y xy plσ σ σ σ τ σ+ − + = , warunek ten interpretuje występujący po lewej stronie równości złożony stan
naprężenia ( , ,x y xyσ σ τ ) w terminie jednoosiowego stanu naprężenia (tj. granicy plastyczności przyrozciąganiu plσ ) występującym po stronie prawej,
kolejne założenia, różnicujące teorię plastyczności na dwie grupy, dotyczą opisu zachowania się materiału poprzejściu w stan plastyczny, wyróżniamy tu:
− odkształceniową teorię plastyczności formułującą (plastyczne) prawa konstytutywne (fizyczne)pomiędzy całkowitymi naprężeniami i całkowitymi odkształceniami tak jak w sprężystości (teoria ta jestistotnie ograniczona, ma raczej znaczenie historyczne, wykorzystywana jest w rozwiązaniachanalitycznych),
− teorię plastycznego płynięcia przyjmującą (plastyczne) prawa konstytutywne (fizyczne) pomiędzyprędkościami (przyrostami) naprężeń i prędkościami (przyrostami) odkształceń;
badania nośności konstrukcji w złożonych stanach naprężenia, ze względu na ich wysoki stopieńskomplikowania powodowany nieliniowością problemu, należą do jednych z trudniejszych zadań mechanikiośrodków ciągłych i w ogólnym przypadku wymagają stosowania metod numerycznych;
• skręcanie swobodne 0x yσ σ= = , 0xyτ τ= ≠ , z warunku plastyczności 2 2 2 23x y x y xy plσ σ σ σ τ σ+ − + = ⇒
2 4 plV Ah aτ≅ = , stąd 212s plW hδ= i / 1.5s pl sW W = ;
− cienkościenny przekrój zamknięty o stałej grubości constδ = , maxs gr s sprM M= bowiem τ jest stałe na
grubości ścianki i w całym przekroju, stąd / 1s pl sW W = .
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 29
Cięgna • cięgno jest modelem teoretycznym konstrukcji wiszących (liny, łańcuchy itp.), które charakteryzują się
znikomą sztywnością na zginanie, stąd w ich modelu teoretycznym cięgnie sztywność ta jest pomijana;zakłada się, że cięgna przenoszą tylko rozciąganie, oraz w modelu klasycznym, że są nierozciągliweL const= ;
• zasadnicze różnice w stosunku do rozpatrywanych dotąd zagadnień to: − zmienny schemat geometryczny zależy od obciążenia ⇒ nie obowiązuje zasada zesztywnienia, − duże przemieszczenia, zagadnienie geometrycznie nieliniowe ⇒ nie obowiązuje założenie o małych
przemieszczeniach i nie obowiązuje zasada superpozycji; • zasadnicze problemy w analizie cięgien to wyznaczenie: − kształtu cięgna, − reakcji utrzymujących i siły normalnej w cięgnie;• ciężar własny cięgna q const= (na jednostkę długości s ), cięgno nierozciągliwe o długości L const= i
punktach zawieszenia na tej samej wysokości w rozstawie poziomym (rozpiętości) l L< oraz strzałce zwisuf , układ współrzędnych x - pozioma, y - pionowa, początek w punkcie zawieszenia,
postać różniczkowa równania linii zwisu, niech 2 2 2(d ) (d ) (dy)s x= + , d d cos dy sins x ϕ ϕ= = , tg dy/dxϕ = ,z rozkładu sił rozciągającej w cięgnie wynika, że 1 1cos sinN H Vϕ ϕ− −= = , tg d / dV H H y x H yϕ ′= = = ,z warunków równowagi elementu różniczkowego cięgna otrzymuje się kolejno 0xP∑ = ⇒
( d ) 0H H H− + + = ⇒ d 0H = ⇒ H const= , 0yP∑ = ⇒ d ( d ) 0V q s V V− + + + = ⇒ d / dV s q= −
uwzględniając, że V H y′= , stąd d d( )d dV H ys s
′= d( )
dyHs′
= d( ) dd dy xHx s′
= ddxH ys
′′= q= − , lub
uwzględniając 2 2d (d ) (d )s x y= + 2d 1 ( )x y ′= + otrzymuje się równanie różniczkowe linii zwisu cięgna21 ( )H y q y′′ ′= − + ,
całkowanie równania linii zwisu cięgna, wprowadzając oznaczenia z y′= , /H qα = równanie
21 ( )H y q y′′ ′= − + przyjmuje wygodną postać do całkowania 2
d 1 d1
z xz α
= −+
, całkując je obustronnie
otrzymuje się 11arcsinh ( )z x cα
= − + , następnie odwracając arcsinh mamy 1sinh x cy zα+′ ≡ = − i całkując
ponownie oblicza się 12cosh x cy cα
α+= − + , z warunku brzegowego ( 0) 0y x = = i warunku symetrii
12( ) 0y x l′ = = wyznacza się stałe 1 / 2c l= − i 2 cosh( / 2 )c lα α= , co daje linię zwisu cięgna
/ 2[cosh cosh ]2l x ly αα α
−= − ( / 2)[cosh cosh ]2
H ql q x lq H H
−= − nazywaną krzywą łańcuchową, między
innym y jest nieliniową funkcją składowej poziomej H niewiadome siły rozciągającej N w cięgnie,siła rozciągająca cięgno N , a przez to jej składowa pozioma H , zależy od przyjętej długości cięgna L lubzależy równoważnie od bardziej przydatnej w praktyce założonej strzałce zwisu cięgna 1
2( )f y x l≡ = , stąd
[cosh 1]2
H qlfq H
= − ⇒ 1[cosh 1]2qlH q fH
−= − ⇒ ( )H F H= , gdzie F jest nieliniową funkcją H ,
postać ( )H F H= wskazuje na możliwość zastosowania metody kolejnych przybliżeń w postaci iteracji
prostej tj. 1 ( )i iH F H+ = ⇒ 1 1[cosh 1]2
ii
qlH q fH
+ −= − , gdzie i oznacza numer iteracji, zbieżność iteracji
prostej 1 ( )i iH F H+ = ustala warunek Lipschitza, którego spełnienie ogólnie mówiąc zależy od trafnieprzyjętej wartości początkowej 0H , w naszym przypadku dobrym przybliżeniem jest 0 2 / 8H ql f= , powyznaczeniu z żądaną dokładnością składowej H oblicza się kolejno y , y′ a stąd siłę normalną w cięgnie
1 2cos 1 ( )N H H yϕ− ′= = + ;cięgna o małej strzałce zwisu są częstym przypadkiem występującym w praktyce, z relacji f l<< wynika,że d / d 1y y x′ = << ⇒ 21 ( ) 1y′+ ≅ ⇒ d ds x≅ i równanie różniczkowe linii zwisu cięgna pod ciężarem
własnym q const= , 21 ( )H y q y′′ ′= − + przyjmuje postać przybliżoną H y q′′ = − ⇒ 1y α −′′ = − łatwą do
scałkowania 2
1 22xy c x cα
= − + + , z warunku brzegowego ( 0) 0y x = = i warunku symetrii 12( ) 0y x l′ = =
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 30
wyznacza się stałe 1 2lcα
= i 2 0c = , ostatecznie ( )2qxy l xH
= − − , z warunku 12( )f y x l≡ = otrzymuje się
2
8qlH
f= ⇒ 2
4 ( )f xy l xl
= − , całkowitą długość cięgna przy założonej strzałce ugięcia f z definicji wynosi
2
0d 1 ( ) d
l
LL s y x′= = +∫ ∫ co po rozwinięciu w szereg potęgowy z ograniczeniem się do dwóch pierwszych
wyrazów daje ( )2 21 12 20 0
1 ( ) d ( ) dl l
L y x l y x′ ′≅ + = +∫ ∫ , co po podstawieniu 2
4 ( 2 )fy l xl
′ = − i wykonaniu
przypisanych operacji otrzymuje się 2
2
8(1 )3fL ll
= + ;
• dowolne obciążenie pionowe ( yP P≡ , yq q≡ ), cięgna o małej strzałce zwisu f l<< i punktachzawieszenia na tej samej wysokości, zakłada się, że punkty przyłożenia obciążenia pionowego doznająjedynie przemieszczeń pionowych, tj. ich przestrzenna linia działania obciążenia nie ulega zmianie,ponieważ brak obciążeń poziomych zachodzi warunek ( )H x const= , wykorzystując równanie momentów
zginających belki swobodnie podpartej 2
2
dd
M qx
= − obciążonej jak cięgno i postać przybliżoną równania linii
zwisu cięgna 2
2
dd
yH qx
= − , można wydedukować związek Hy M= stanowiący warunek zerowania się
momentów zginających, a stąd obliczyć MyH
= [ ]MH
= , uwzględniając, że d[ ] [ ]dM Tx
= , gdzie [ ]T jest
funkcją (wykresem) sił tnących belki swobodnie podartej obciążonej jak cięgno, można obliczyć kolejno21
2 0( ) d
lL l y x′= + ∫ 2
2 0
1 [ ] d2
ll T x
H= + ∫ ⇒ 2 2
0
1 [ ] d2( )
lH T x
L l=
− ∫ ⇒ 1 2cos 1 ( )N H H yϕ− ′= = +
2 21 [ ] /H T H= + 2 2[ ]H T= + , warto zauważyć, że maxy jest dla [ ] 0T = ; • cięgna o punktach zawieszenia A i B na różnych wysokościach i rozpiętości l , dowolnie obciążone
pionowo ( yP P≡ , yq q≡ ) z małą strzałką zwisu; poza układem współrzędnych ( ,x y ) wprowadza się drugiukład ( 1 1,x y ), oba o początku w punkcie A , gdzie oś 1x - przechodzi przez punkty zawieszenia A , B itworzy z osią x kąt 1( , )x xβ ≡! niech ( ) ( ) tgy x y x x β= − oznacza w układzie ( ,x y ) geometrię ustalonegopunktu cięgna mierzoną od prostej przechodzącej przez punkty zawieszenia A , B to odpowiedniawspółrzędna tego punktu w układzie ( 1 1,x y ) wyniesie 1 ( )cosy y x β= ,dla uproszczenia formułowania równań równowagi tworzy się z osi 1x i y trzeci ukośny układwspółrzędnych ( 1,x y ), wówczas jeśli przez S - oznaczy się składową reakcji w punktach zawieszenia wukładzie ukośnym ( 1,x y ) o kierunku prostej AB ( 1|| x ), czyli odpowiednik reakcji poziomej H w układzie( ,x y ), to relacja wiążąca te siły ma postać 1cosS H β−= , także w układzie tym obowiązuje 1
1d d cosx x β−= ,z sumy momentów względem punktów zawieszenia wynika, że pionowe składowe z ukośnego rozkładureakcji cięgna są równe reakcjom [ ]AR i [ ]BR swobodnie podpartej belki AB ,stąd warunek zerowania się momentów w dowolny punkcie cięgna ma postać 1[ ( )] 0M x Sy− = , co pouwzględnieniu 1 cosy y β= , 1cosS H β−= daje warunek [ ( )] /y M x H= identyczny jak dla przypadkupunktów zawieszenia na tych samych wysokościach,relację pomiędzy siłą H (równoważnie S ) a długością cięgna L oblicza się wykorzystując z poprzedniego
zadania zależność na długość cięgna L zapisaną w układzie ( 1 1,x y ) 21cos10
1
1 d( ) dcos 2 d
ll yL xx
β
β= + ∫ , ponieważ
1[ ( )]M xy
S= i 1
ddcos
xxβ
= to 1 1
1 1
d d dd d dy y xx x x
= 2[ ] [ ]cos cosT TS H
β β= = a stąd 3
22 0
1 cos [ ] dcos 2
llL T xH
ββ
= + ∫ostatnia zależność pozwala dla danej długości cięgna L obliczyć składową poziomą H , z warunku, że tylko
siła normalna 0N ≠ , oblicza się 21 11 (d / d )N S y x= + 2 2 21 ([ ] cos ) /S T Sβ= + 2 2 2[ ] cosS T β= + ;
przykład, obciążenie równomierne ⇒ cięgno ma kształt paraboli 2
38 coscos 3
l fLl
ββ
= + ,
2
2( )8
l qlf y xH
= = = ;
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 31
• wpływ zmian długości cięgna wywołany dodatkowym obciążeniem Q , przyrostem temperatury t∆i poziomym przemieszczeniem lδ << podpory (zmniejszającego rozpiętość l ), rozważą się cięgno opunktach zawieszenia na tej samej wysokości o małej strzałce zwisu, zakłada się, że pierwotne (zasadnicze)obciążenie pionowe ( yP P≡ , yq q≡ ) jest ustalone i wywołuje 0[ ]M , 0[ ]T , a jego strzałka zwisu zostaławyregulowana przez dobranie pierwotnej długości cięgna 0L , przeprowadza się to w fazie montażu poprzez
odpowiednie urządzenia ze sterowaniem siły naciągu 0H ⇔ 20 02 0
0
1 [ ] d2( )
lL l T x
H= + ∫ ;
problemem jest wyznaczenie nowego kształtu cięgna w czasie eksploatacji wywołanego wymienionymiczynnikami, zakłada się, że obciążenie sumaryczne ( P , q ) + Q wywołuje [ ]M , [ ]T oraz H w tym N ;
nowe obciążenie Q ⇒ wzrost siły normalnej N ⇒ wydłużenie cięgna 0 dN s
N NL sEA
∆ −= ∫ 00
H H LEA−≅ ;
przyrost temperatury t∆ ⇒ wydłużenie cięgna 0t tL t L∆∆ α ∆= , gdzie tα współczynnik rozszerzalnościliniowej;ostatecznie długość cięgna wynosi 0 N tL L L L∆∆ ∆= + + , z drugiej strony długość ta związana jest z
rozpiętością i obciążeniem znanym już wzorem 22 0
1( ) [ ] d2
lL l T x
Hδ
δ−
= − + ∫ 22 0
1( ) [ ] d2
ll T x
Hδ≅ − + ∫ ,
gdzie ze względu, że lδ << pominięto δ przy całkowaniu;
przyrównując stronami 2 00 0 02 0
0
1 [ ] d2
l
tH Hl T x L tL
H EAα ∆−+ + +∫ ≡ 2
2 0
1( ) [ ] d2
ll T x
Hδ− + ∫ po uproszczeniu,
przemnożeniu przez 2
0
H EAL
i uporządkowaniu otrzymuje się równanie algebraiczne trzeciego stopnia
3 2 0H H c d+ − = , gdzie 20 02 0
0 0 0
[ ] d2
l
tEA EAc T x H EA tL H L
α ∆ δ= − + +∫ , 2
00
[ ] d2
lEAd T xL
= ∫ , można wykazać, że
równanie to ma jeden rzeczywisty pierwiastek dodatni, aktualnie rozwiązanie tego równania nie stwarzawiększych trudności,w przypadku cięgien niepodatnych, tj. EA = ∞ , po podzieleniu 3 2 0H H c d+ − = przez EA i położeniu
EA = ∞ otrzymuje się 2 0H c d− = ⇒ /H d c= , gdzie 20 02 0
0
1| [ ] d2
l
EA tcc L T x t
EA Hα ∆ δ=∞= = + +∫ ,
20 0
1| [ ] d2
l
EAdd L T x
EA =∞= = ∫ ,
również obliczona przy założeniu EA = ∞ wartość siły H może służyć jako dobra aproksymacjapoczątkowa 0H jeśli stosuje się numeryczną metodę obliczania pierwiastków równania 3 2 0H H c d+ − = ,np. metodę kolejnych przybliżeń w postaci iteracji prostej tj. 1 ( )i iH F H+ = , tutaj 3 2 0H H c d+ − = ⇒
3( ) /H d H c= − ⇒ 1 3[ ( ) ] /i iH d H c+ = − , gdzie i oznacza numer iteracji.
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 32
Wpływ czasu na własności wytrzymałościowe materiałów • długotrwałość i wielokrotność (cykliczność) obciążenia konstrukcji wymaga zbadania wpływu czasu
t R+∈ na opis charakterystyk materiałów i ewentualnego jego uwzględnienia, • własności wytrzymałościowe większości materiałów wykazują w długich okresach zależność od czasu jak
również zależność od innych czynników środowiskowych w jakich pracuje konstrukcja, tj. temperatury,wilgotności itp.
• model materiału lepko − sprężystego, tj. model takiego materiałów, które oprócz cech sprężystychwykazuje cechy cieczy lepkiej, model lepko − sprężysty jest dobrym opisem zależności od czasu wielumateriałów konstrukcyjnych ograniczonych wymogami normowymi (przed osiągnięciem granicyplastyczności), taki typ zjawiska wyraźnie występuje w betonie, tworzywach sztucznych jak również w stali wwarunkach podwyższonych temperatur,
• relaksacja (spadek wartości naprężeń, przy narzuconym odkształceniu nie zmieniającym się w czasie), próbastatyczna ( l const∆ = ), opis w postaci krzywej relaksacji ( )tσ σ= przy constε = ,
• pełzanie (zjawisko narastania trwałych odkształceń przy naprężeniu nie zmieniającym się w czasie), próbastatyczna ( P const= ), opis w postaci krzywej pełzania ( )tε ε= przy constσ = , ocena zjawiska pełzaniajest szczególnie ważna w konstrukcjach sprężonych (np. śruby sprężające, kablobetony i strunobetony itp.)bowiem z czasem efekt pełzania obniża siłę sprężającą,
• zmęczenie materiału jest pojęciem występującym przy obciążeniu ze zmienną charakterystyką, w próbiezmęczeniowej bada się wytrzymałość przy harmonicznej zmienności naprężeń ( ) sinm at tσ σ σ ω= + , gdzie
mσ jest średnim naprężeniem, aσ amplitudą naprężeń, 2 / [ / ]T rad sekω π= częstość kołowa wymuszenia,T okresem cyklu obciążenia, max min/ ( ) /( )m a m ar σ σ σ σ σ σ= = + − współczynniki asymetrii cyklu lubcharakterystyka cyklu, /m aκ σ σ= współczynnik stałości obciążenia, opis w postaci krzywej Wöhlera
( )Nσ σ= , gdzie N liczna cykli do chwili zniszczenia, pojęcia: zniszczenie zmęczeniowe (ma charakterkruchy i występuje szczególnie w obszarach koncentracji naprężeń - karb), wytrzymałość zmęczeniowa zσ ,
• wytrzymałość trwała - największe naprężenie przy którym zniszczenie następuje dopiero po upływieokreślonego czasu (teoretycznie powinna odpowiadać nieskończenie długiemu czasowi obciążania próbki,oczywiście proces zniszczenia poprzedzony jest stopniowym rozwojem pełzania),
• starzenie się materiału niekorzystne zmiany cech wytrzymałościowych bez udziału obciążeń zewnętrznych(wynika z nieustabilizowana budowy wewnętrznej);
Modele reologiczne materiałów • symbole mechaniczne cech materiału − sprężystość → sprężyna (związek między siłą P i przemieszczeniem u ) P Ku= ⇒ S SEσ ε= , gdzie
K - sztywność, E - moduł sprężystości, − lepkość → tłumik lepki (związek między siłą P i prędkością przemieszczenia u" ) P Cu= " ⇒
T Tcσ ε= " , gdzie c - współczynnik tłumienia, Tε - odkształcenie tłumika; • model Maxwella, szeregowe połączenie sprężyny S SEσ ε= i tłumika lepkiego T Tcσ ε= " , co daje
S Tσ σ σ= ≡ i S Tε ε ε= + , różniczkując po czasie S Tε ε ε= +" " " a następnie podstawiając 1S Eε σ−=" " i
1T cε σ−=" otrzymuje się
E cσ σε = +"" liniowe równanie różniczkowe między σ i ε ;
• model Kelvina − Voighta, równoległe połączenie sprężyny S SEσ ε= i tłumika lepkiego T Tcσ ε= " , co daje
S Tε ε ε= ≡ i S Tσ σ σ= + , podstawiając S Eσ ε= i T cσ ε= " otrzymuje się E cσ ε ε= + " liniowe równanieróżniczkowe między σ i ε ;
• model standardowy, równoległe połączenie sprężyny S SEσ ε= z oznaczonym etykietą 1 układemszeregowym sprężyny 1 1 1S SEσ ε= i tłumika lepkiego 1 1 1T Tcσ ε= " , co daje 1Sε ε ε= ≡ , gdzie 1 1 1S Tε ε ε= + ,
stąd 1 11 1 1
1 1S T E c
σ σε ε ε ε= = + = +"" " " " ⇒ 1
1 1 11
EEc
σ ε σ= −"" , oraz daje 1Sσ σ σ= + , gdzie 1 1 1S Tσ σ σ= ≡ , stąd
1 1S Eσ σ σ ε σ= + = + ⇒ 1 Eσ σ ε= − , teraz różniczkując po czasie 1Sσ σ σ= + i uwzględniając
11 1 1
1
EEc
σ ε σ= −"" i 1 Eσ σ ε= − otrzymuje się 1Sσ σ σ= +" " " 11 1
1
EE Ec
ε ε σ= + −" " 11
1
( )EE E Ec
ε ε σ ε= + − −" " ⇒
1 11
1 1
( )E EEE Ec c
σ σ ε ε+ = + +"" , mnożąc obustronnie przez 1 1/c E γ≡ i oznaczając przez 1( )c E Eγ= +
otrzymuje się ostateczną postać E cσ γσ ε ε+ = + "" , która jak wcześniej jest liniowym równaniemróżniczkowym między σ i ε ;
WYTRZYMAŁOŚĆ MATERIAŁÓW Wydział Inżynierii Lądowej, Semestr III
Jacek Chróścielewski, Czesław Szymczak, materiały pomocnicze do wykładu z WM 33
Badanie zjawiska pełzania i relaksacji na modelach reologicznych materiałów • pełzanie funkcja naprężenia 0( )t constσ σ≡ = (oczywiście 0 0σ σ≡ =" " ), poszukuje się rozwiązania ( )tε
− model Maxwella E cσ σε = +"" 0
cσ= , całkując mamy 0
1( )t t Cc
σε = + , uwzględniając warunek początkowy
0( 0)tEσε = = , otrzymuje się 0 0( )t t
c Eσ σε = + liniową zależność między prędkością odkształceń i czasem,
− model Kelvina − Voighta E cσ ε ε= + " ⇒ 01E
c cε ε σ+ =" , całka ogólna równania jednorodnego
0Ec
ε ε+ =" ma postać 1rtC eε = ⇒ pierwiastek równania charakterystycznego Er
c= − , całka
szczególna równania 01E
c cε ε σ+ =" ⇒ 0
1E
ε σ= , stad 1 01( )
E tct C e
Eε σ
−= + uwzględniając warunek
początkowy ( 0) 0tε = = otrzymuje się 0( ) (1 )E tct e
Eσε
−= − , rozwiązanie asymptotycznie dąży do wartości
00 E
σε = ,
− model standardowy E cσ γσ ε ε+ = + "" ⇒ 0 E cσ ε ε= + " ⇒ 01E
c cε ε σ+ =" , stąd 1 0
1( )E tct C e
Eε σ
−= + ,
uwzględniając warunek początkowy 0 0
1
( 0)S
tE E c
σ γσε = = =+
, otrzymuje się 0( ) [1 (1 ) ]E tcEt e
E cσ γε
−= − − ,
rozwiązanie dąży od wartości 0 cγσ asymptotycznie do wartości 0