![](/user_photo/_userpic.png)
книги из ГПНТБ / Майзель В.С. Сварные конструкции учебник
.pdfДля стержней с планками в четырех плоскостях |
|
||
^ п р — |
Ѵ,2 -я) - ,2я - ( - Я |
| . |
(7.6) |
Для стержней с решетками в четырех |
плоскостях |
|
|
|
|
|
(7.7) |
Здесь Ку — гибкость всего |
стержня относительно оси уу\ |
К—■ |
наибольшая гибкость всего стержня; Кх и Ка— гибкости отдель ных ветвей относительно осей /— 1 и 2—2 на участках между планками; F — площадь сечения всего стержня; Fpl, Fp2— пло щади сечения раскосов решеток, лежащих в плоскостях, перпен дикулярных осям 1— 1 и 2—2; k x и k 2— коэффициенты, которые зависят от величины угла между раскосом и ветвью (ах или а 2) в плоскостях 1— 1 или 2—2 и принимаются равными:
при а = 30; 40; 45—60° k = 45; 31; 27.
Гибкость отдельных ветвей Я , и Я 2 на участке между узлами соединительной решетки не должна превышать приведенную гибкость Хпр стержня в целом, а на участке между планками — не должна быть более 40.
Коэффициент продольного изгиба ср для составных стержней должен определяться по наибольшему значению гибкости (из двух
значений Кх или Япр), но так как по условиям подбора |
приведен |
ная гибкость Япр никогда не превышает гибкости |
сплошного |
стержня Кх>т. е. |
|
то при подборе размеров сечения составной колонны, как пра вило, исходят из необходимой гибкости Кх.
Составные элементы из уголков и швеллеров, соединенных вплотную или через прокладки, рассчитываются как сплошные при условии, что наибольшие расстояния между их соединениями не превышает 4 0 (здесь г — радиус инерции уголка или швеллера относительно оси, параллельной плоскости расположения про кладок). При этом в пределах сжатого элемента следует ставить не менее двух прокладок.
Расчет соединительных элементов. Соединительные элементы центрально сжатых составных стержней рассчитываются на услов ную поперечную силу QycJI, которая может возникнуть при из гибе от потери устойчивости. Таким образом, условная попереч ная сила должна зависеть от критической силы, которая опреде ляется свойствами материала и размерами поперечного сечения стержня, и, как известно, равна
N = фRF.
Всвязи с этим значения условной поперечной силы находятся
взависимости от марки материала и площади поперечного сечения
стержня и определяются по данным, приведенным в табл. 7.5.
Т а б л и ц а 7.5. |
Значения |
условной поперечной силы |
<Зусл |
|
|
Марка материала |
^усл |
||
|
|
|
в |
кгс (ІО“ 1Н ) |
Сталь |
марок: |
|
|
|
Ст.З, |
Ст.4 |
|
|
20F |
Сталь |
марок: |
|
|
|
14Г2, 15ГС, 10Г2С, 10Г2СД, 15ХСНД, 10ХСНД |
40F |
|||
Алюминиево-магниевые сплавы: |
|
|
||
АМг, АМгб, МГгбТ |
|
|
30F |
|
П р и м е ч а н и е . |
F — площадь |
всего сечения стержня в см!. |
При этом предполагается, что условная поперечная сила является постоянной по всей длине сжатого элемента.
Часто условную поперечную силу назначают по формуле <2усл = 0,02УѴ
которая дает вполне надежные результаты.
Под действием поперечной силы колонна изгибается и планки работают как стойки безраскосной фермы, а элементы решеток работают как раскосы и стойки фермы с шарнирными узлами.
При расчете планок в системе безраскосной фермы необходимо учесть, что площадь сечения у всех планок (являющихся стойками безраскосной фермы) одинакова и что площадь сечений отдельных ветвей сжатого стержня (являющихся поясами безраскосной фермы) также одинакова. Это обстоятельство сильно упрощает расчет безраскосной системы, так как определяет положение точек с нулевыми моментами (расчетными шарнирами) точно в серединах всех элементов (рис. 7.4, а).
Рассматривая равновесие узла такой безраскосной фермы
(рис. 7.4, б), найдем силу Т, срезывающую планку, |
и момент М, |
изгибающий ее. При этом: |
|
Т = ^ - \ М = ^ - . |
(7.8) |
Здесь Qn — условная поперечная сила, приходящаяся на систему планок одной плоскости (при наличии планок и решеток в двух
плоскостях Qn = — I — расстояние между осями планок; b — расстояние между осями ветвей.
По условию равновесия сил в сечении фермы с шарнирными узлами (рис. 7.4, в) сжимающее усилие в раскосе соединительной решетки
Nр |
Qn |
(7.9) |
s in а |
Прочность планки проверяется по формуле
а ) . |
0п |
QÀг - — --------------- |
І І ^ |
2 l L" |
|
7 ,
Qnf
О Д |
|
|
L _ |
--------- ^ |
|
2 |
1 ------- |
— |
1 |
|
1/ 2 . |
|
1 |
ш |
|
||
% , 1 / 2 ~ і 1 / 2 > |
а |
|
|||
2 |
1' |
^ |
^ |
V/, |
|
--------------- |
|
2 |
|
||
|
|
|
|
1 |
|
|
|
|
|
2 |
|
=(7.10)
Расчет сварных швов, при крепляющих планку, произво дится на равнодействующее напряжение по формуле
ст = К сй + т2ш^ RCB■(7.11)
Здесь <7Ш— нормальные напря жения в шве от изгибающего момента М\ тш— касательные напряжения в шве от попереч ной силы Т.
Для случая крепления сое динительных планок угловыми швами напряжения в швах
М |
6М |
т |
|
0,7ko? > |
Тш ~~ 0,7ka * |
Рис. 7.4. К расчету соединительных элементов: а — схема соединительных планок, образующих безраскосную ферму; б — узел безраскосной фермы; в — схема соединительной решетки
Здесь k — катет шва; а — ши рина планки.
В случае крепления планки стыковыми швами напряжения в швах равны:
_6М . |
_ |
т_ |
~~ sa2 ’ |
Тш — |
sa ’ |
где s — толщина планки. Условие прочности для раскоса имеет вид
а |
«S mR. |
(7.12) |
|
<pFp |
|
Здесь Fp '— площадь сечения |
одного раскоса |
решетки. |
При подборе раскоса из одиночного равнобокого уголка, прикрепляемого одной полкой, коэффициент условий работы при нимается m = 0,75.
Для предотвращения перекосов в поперечных сечениях и закручивания стержней сквозных колонн применяют диафрагмы, которые следует располагать примерно через 4 м. При этом на каждом отправочном элементе должно быть поставлено не менее двух диафрагм.
h |
70 следует укреплять |
Стенки сплошных колонн при -у- |
парными ребрами жесткости, расположенными на расстояниях (2,5-5-3) К
§ 32. КОНСТРУИРОВАНИЕ И РАСЧЕТ ВНЕЦЕНТРЕННО СЖАТЫХ КОЛОНН
Внецентренно сжатые колонны наиболее широкое применение получили в каркасах промышленных зданий в виде колонн с кон солями и ступенчатых колонн, которые входят в систему жесткой поперечной рамы, и кроме общих нагрузок, приходящихся на каркас, воспринимают вертикальную нагрузку от подъемных кранов, передаваемую с эксцентриситетом. Типы сечений таких колонн показаны на рис. 7.5.
у
Рис. 7.5. Типы сечений внецентренно сжатых колонн
Особенностью работы таких колонн является то, что при внецентренном сжатии изгиб стержня возникает уже с самого начала приложения нагрузки и возрастает вместе с нарастанием про дольных сил и моментов.
Наличие эксцентриситета не отражается на величине крити ческих напряжений, пока явление происходит в пределах упру гости, однако уже за пределом пропорциональности наличие эксцентриситета значительно снижает величину критических напряжений.
Переход в неустойчивое равновесие происходит в пределах зоны пластических деформаций, при этом установлено, что потеря устойчивости внецентренно сжатого стержня имеет место при неполном развитии пластичности, т. е. при условии, когда в сече нии еще сохраняется некоторая упругая часть (упругое ядро).
С появлением пластических деформаций пластическая часть сечения мало сопротивляется дальнейшему возрастанию дефор маций. В основном сопротивление дальнейшему изгибу оказывает только упругая часть сечения. Формула Эйлера для определения критических напряжений выведена без учета эксцентриситета и пластических деформаций. Поэтому применять ее для расчета внецентренно сжатых стержней можно только при условии, если в нее ввести соответствующую поправку. При этом она будет иметь вид
(7.13)
Здесь р ■< 1 — коэффициент приведения, равный отношению радиуса инерции упругого ядра к радиусу инерции всего сечения.
Коэффициент [Xзависит от формы сечения. Кроме того, он за висит также и от величины эксцентриситета (или от изгибающего момента), который влияет на развитие пластических деформаций и определяет величину упругого ядра.
Сплошные колонны. Наиболее неблагоприятной формой для внецентренно сжатых стержней является двутавровое сечение при эксцентриситете в плоскости стенки (рис. 7.6, а). При появлении
О 200 40 60 во 100 120 140 160 ISO 200
Л
пластических деформаций в нем сразу исключается из работы весьма значительная часть сечения. При дальнейшем же развитии пластических деформаций двутавровое сечение превращается даже в тавровое. Если с появлением пластических деформаций из работы выбывает сравнительно небольшая часть площади сече ния, как, например, в том же двутавровом сечении, но при экс центриситете в направлении, параллельном полкам (рис. 7.6, б), то оставшаяся часть сечения ослабляется в меньшей степени, и потеря устойчивости будет происходить при более продолжи тельном развитии пластических деформаций.
Таким образом, критическое напряжение при внецентренном сжатии зависит от трех факторов: гибкости стержня, формы его сечения и эксцентриситета приложения нагрузки.
При расчете по методике предельных состояний проверка на устойчивость внецентренно сжатых элементов производится по формуле
N
R. (7.14)
Фи
Здесь N — продольная сила, приложенная с эксцентриситетом
М
е = -jj-; F — площадь поперечного сечения элемента; <рвн — ко-*
эффициент понижения напряжений при внецентренном продоль ном изгибе.
Расчетные значения изгибающих моментов, необходимые для
м
вычисления эксцентриситета е = -JJ-, принимаются равными:
а) для колонн постоянного сечения рамных систем— наиболь шему моменту в пределах длины колонны;
б) для ступенчатых колонн — наибольшему моменту на длине
участка постоянного |
сечения; |
заделке; |
||||
в) для |
консолей — моменту в |
|||||
г) для |
стержней |
с |
шарнирно |
опертыми концами — моменту, |
||
определяемому по |
формулам табл. 7.6. |
|||||
|
Т а б л и ц а |
7.6. |
Формулы расчетных моментов |
|||
|
для стержней с |
шарнирно опертыми концами |
||||
Относитель |
|
|
|
|
|
Гибкость |
|
|
|
|
|
|
|
ный эксцент |
|
|
|
|
|
|
риситет т |
|
|
X < |
120 |
% > 120 |
|
|
М = М г = |
М тах |
|
т -^ .Ъ
120 ! ^ тах
5 |
5; II |
|
|
|
м = м г + |
М = - М 1 + |
||
3 < т ^ 20 |
^ = І _ ( У И шах- М |
2) |
|
|
||
+ |
|
|
||||
Обозначения: |
М |
, |
— наибольший |
изгибающий момент в пределах средней |
||
трети длины стержня; |
М 2 — расчетный |
момент при т < 3 и % |
< |
120. |
||
П р и м е ч а н и е . |
Во всех случаях принимается М |
> |
®.®^ілах- |
Коэффициент ф вн представляет собой отношение критического напряжения потери устойчивости при внецентренном сжатии к пределу текучести
ф В Н |
(7.15) |
|
Экспериментальные и теоретические исследования дают для внецентренно сжатых стержней значения критических напряжений
в функции гибкости и относительного эксцентриситета (рис. 7.6, в). Эти значения ниже критических напряжений для центрально сжа тых стержней (на рис. 7.7 при т = 0).
При этом с увеличением значения относительного эксцентри ситета т влияние гибкости ослабевает.
Относительный эксцентриситет т представляет собой отноше
ние линейного эксцентриситета е к радиусу ядра сечения |
на |
р = -р- |
|
т = е |
(7.16) |
О |
40 |
ВО |
120 |
160 Л200 |
Q |
4Q |
дд |
tfO |
160 À200 |
Рис. 7.7. Значения коэффициентов срвн: а — для элементов из малоуглеродистой стали; б — для элементов из низколегированной стали
Для сквозных стержней относительный эксцентриситет опре деляется по формуле
тх = ех |
(7.17) |
|
J X |
где у х — расстояние от нейтральной оси до оси наиболее сжатой ветви; Jх — момент инерции сечения относительно оси хх.
Для учета влияния формы вводится специальный коэффициент т], с помощью которого вычисляется приведенный эксцентриситет тх
т г = У]т. |
(7.18) |
Значения коэффициента формы т] приведены в табл. 7.7. Расчетные длины /0 колонн определяются по формуле
I о
где I — длина колонны; р — коэффициент расчетной длины.
В справочной литературе (в том числе в СНиП 11—В.З—62) приводятся подробные таблицы для определения значений коэф фициента расчетной длины для различных случаев и вариантов,
Та б л и ц а 7.7. Коэффициенты влияния формы сечения г\ для вычисления приведенного эксцентриситета т 1 — г\т
Значения |
т] при |
Схема сечения |
|
20 < Ж 150 |
\ > 150 |
'
1 |
1 |
. J L |
0,775+0,0015Я |
1,0 |
11 |
1 |
-1 Г |
|
|
* Д ля сечений этого типа формулы для определения т) действительны при
F J F , < 1.
определяемых условиями опирания концов стоек поперечных рам одноэтажных и многоэтажных зданий.
Коэффициент фвн является функцией гибкости X и приведенного эксцентриситета т ѵ Значения коэффициента <рпн для стержней из малоуглеродистой и низколегированной стали указаны на гра фиках рис. 7.7.
Для сплошного прямоугольного сечения коэффициент формы т) = 1. Для неблагоприятных сечений, у которых при развитии пластических деформаций из работы сразу выпадает большая часть площади сечения, коэффициент формы г] >> 1. К таким сече ниям относятся двутавры, прямоугольные трубчатые сечения при эксцентриситете в направлении стенок.
Сквозные стержни с достаточно частой решеткой, обеспечива ющей слитность работы ветвей, могут рассчитываться как сплош
ные. Податливость решетки учитывается введением несколько большей гибкости, называемой приведенной. Критические напря жения зависят от формы ветвей: если сжатая ветвь представляет собой, например, швеллер полками внутрь, коэффициент формы
может |
быть |
принят г) = 1,4, а если швеллер полками наружу, |
то т] = |
0,8 |
(см. табл. 7.7). |
Для ориентировочного определения площади поперечного сечения надо предварительно задаться радиусом инерции сечения
(по табл. 7.3) и определить радиус ядра сечений |
|
|
||||||
|
|
W |
Гй |
|
|
|
|
(7.19) |
|
|
р = - г = |
і/шах |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
Здесь г/шах — расстояние |
наиболее |
сжатого волокна |
от |
центра |
||||
тяжести сечения. |
|
|
|
|
|
|
|
|
Коэффициент формві г| для колонн лежит в пределах 1,2— 1,3. |
||||||||
Приняв средние |
значения: т] = |
1,25; |
г = |
0,45h\ |
утах |
~ 0,5h, |
||
найдем |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
e0,5h |
_ |
Q г\о |
^ |
|
|
|
mi = |
4 - j |
= 1,25 (0.45Л)2 |
~ |
’ 0 |
Т * |
|
|
Высота сечения h выбирается в зависимости от высоты стержня колонны I. TaKj например, для колонн высотой l — 20uh = - ^ l —
= 1 м.
Гибкость X для колонн обычно находится в пределах 50—90 (в среднем X — 70).
Для принятых значений по Ші и X по таблицам или графикам можно определить ервн и найти в первом приближении площадь поперечного сечения
Ф В Н Я '
Проверив принятое значение F по формуле (7.14), можно наметить те изменения, которые необходимы для получения после дующего приближения.
При больших значениях приведенного эксцентриситета (т , £> О 4) влияние нормальной силы и значение гибкости стержня уменьшаются. В этом случае можно пользоваться приближенной формулой Ясинского
о = |
N_ |
М |
(7.20) |
Ф F + |
W |
при которой техника расчета несколько проще.
Внецентренно сжатый стержень должен быть также проверен на устойчивость из плоскости действия момента, так как момент
уменьшает упругую часть сечения и поэтому критическое напря жение из плоскости тоже оказывается несколько меньшим и равным
|
|
ОкР= |
.соКр, |
|
|
(7.21) |
|
где сгкр — критическое напряжение |
при |
отсутствии |
момента; |
||||
с — коэффициент уменьшения критических |
напряжений. |
||||||
При значениях относительного эксцентриситета |
10 и при |
||||||
значениях гибкости стержня |
%у <J 100 коэффициент уменьшения |
||||||
критических напряжений |
принимается равным: |
|
|||||
для |
сплошных открытых |
сечений |
|
|
|
||
|
|
_ |
|
1 ■ |
|
|
|
|
С |
~ |
1 + |
0 ,7 т * |
» |
|
|
для |
замкнутых сечений |
_ |
|
1 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
|
С |
~ |
1 + |
0 ,6 т * |
’ |
|
|
В нормах СНиП приведены детальные указания о методике определения коэффициента с для различных других случаев, учитывающих относительный эксцентриситет, гибкость и форму сечения. V Сквозные колонны. В составных внецентренно сжатых стерж нях кроме проверки на устойчивость стержня в целом должны быть проверены отдельные ветви как центрально сжатые стержни. Условия обеспечения местной устойчивости полок внецентренно
сжатых стержней такие же, как и центрально сжатых.
Для стенки внецентренно сжатого элемента условия обеспече ния устойчивости несколько изменяются в связи с появлением не равномерного распределения напряжений от изгиба.
Наибольшее значение отношения h0/s Определяется в зави симости от величины
где а — наибольшее сжимающее напряжение у расчетной границы стенки, вычисленное без учета коэффициентов ф и фвн; а' — соот ветствующее напряжение у противоположной границы стенки; X— среднее касательное напряжение в рассматриваемом отсеке стенки.
- При а ^ 0,4 наибольшее значение отношения h0ls принимается как для стенок центрально сжатых элементов.
При а ^ 0,8 — наибольшее значение отношения h0/s опреде ляется по формуле
А = 1 0 0 |/ А , |
(7.22) |
где k Q— коэффициент, принимаемый по табл. 7.8.