/
Text
УДК 624.0W.25.072.2.M
Подготовлен Всесоюзный Объединением по проектированию и научным исследованиям строительных металлоконструкций Ооюзмэталлостройниипроект Госстроя СССР
Главный редактор
д-р техн. наук, профессор Н.П.МЕЛЬНИКОВ
Зам.главного редактора В.В.КУЗНЕЦОВ
Адрес редакции: Москва, В-465, Новые Черемушки,квартал 28, корпус 2
ПРЕДИСЛОВИЕ
Вопросы действительной работы опорных соединений разрезных балок на сварных накладках к стенкам УНС, несмотря на широкое применение этих соединений, до сих пор не были изучены, методика их расчета отсутствовала.
Статья т.т.Троицкого и Левитанского;помещенная в настоящем сборникепосвящена экспериментально-теоретическому исследованию сварных соединений балок на вертикальных накладках. Это исследование показало, что УНС рано переходят в упруго-пластическую стадию работы, однако имеют высокую степень надежности при статических воздействиях и нормативных деформациях балок.
В результате работы установлен сортамент этого типа соединений для прокатных балок с расчетными реакциями, значительно превышающими рекомендованные до сих пор. Кроме того, УНС допускают учет опорных моментов в балках величиной до 10-15 от балочных.
ОПОРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ РАЗРЕЗНЫХ БАЛОК НА ВЕРТИКАЛЬНЫХ НАКЛАДКАХ, ПРИВАРИВАЕМЫХ К СТЕНКЕ БАЛКИ УЗЛЫ УНС
Инж. П.Н.ТРОИЦКИЙ, к.т.н. И.В.ЛЕВИТАНСЖИЙ
1. ВВЕДЕНИЕ
Опорные узлы балок конструктивно чрезвычайно разнообразны. Наиболее целесообразно сгруппировать их по степени зацепления или податливости концов балок на опорах:
I. Опорные узлы разрезного типа, допускающие значительный поворот концевых сечений балки и не вызывающие больших опорных моментов в балке, которая рассчитывается в этой случае по шарнирной схеме.
2. Опорные узлы рамного типа или жесткие соединения, не допускающие поворота концов балок на опорах и воспринимающие полные моменты защемления.
Все известные разновидности опорных узлов разрезного типа в той или иной мере стесняют свободный поворот концевого сечения балки и, следовательно, вызывают в узле дополнительный момент от частичного защемления балки. Даже при малом значении этого момента в узле разрезного типа возникают, как правило, значительные напряжения, снижающие несущую способность узла на восприятие поперечной силы, а в отдельных случаях приводящие к разрушению узла.
Поэтому при проектировании узлов разрезного типа вполне оправдано стремление уменьшить их жесткость настолько, чтобы
2
устранить влияние момента частичного эащеиления балки. В отечественной практике проектирования распространены узлы опирания балок через опорные планки рис.1.
Рис.1. Узел примыкания балки с опорными планками: I - главная балка или колонна;
2 - примыкающая балка;
3 - листовой опорный столик; 4- опорная планка; 5 - отверстия
для болтов.
В американской практике широкое распространение получили узлы с опорными уголками рис.2, опорными столиками рис.З и вертикальными уголками рис.4. Эти узлы стандартизированы, и таблицы их несущих способностей вошли в справочник Американского института стальных конструкций ЙдSC. Все перечисленные узлы обладают весьма малой жесткостью и с достаточной степенью точности момент частичного защемления балки в них можно не учитывать
В силу целого ряда конструктивных преимуществ в промышленных и гражданских сооружениях Советского Союза для крепления разрезных балок нередко используются узлы на вертикальных накладках рис.5. Они гораздо жестче других узлов, перечисленных выше, и в них возникают значительные моменты эт частичного защемления балок. В дальнейшем эти узлы будут именоваться УНС узел, накладки, стенка балки.
Несмотря на широкое применение подобных узлов в металлоконструкциях самых различных зданий и сооружений, до сих пор
3
L
Рис.2. Узел примыкания балки с опорными уголками. I - главная балка или колонна; 2 - примыкающая балка; 3 - опорный уголок; 4 - верхний раскрепляющий уголок; 5 - отверстия для монтажных болтов; 6 - длина опирания балки; 7 - вывод концов швов до 16 мм
Рис.З. Узел примыкания балки с опорными столиками. I - главная балка или колонна; 2 - примыкающая балка; 3 - опорный столик; 4 - верхний уголок; 5 - отверстия для монтажных болтов
отсутствует достаточно обоснованная методика их расчета. В то хе время,недостаточная выясненность действительной работы узлов ограничивает их использование. Хотя, по имеющимвя рекомендациям этот узел разрешается использовать при реакции до 10 т,известны случаи использования узла УНС при реакциях свыше 100
Оценке деформаций , жесткости узла в целом, определению момента в узле от частичного защемления балки, определению несущей способности узда, работающего на одновременное действие поперечной силы и изгибающего момента, и посвящается вастоящая работа.
Узел УНС рис.5 имеет две планки максимальной высоты, шириной а 100 мм, приваренные к колонне или к стенке главной балки. Одна из плавок приваривается к опорной конструкции на заводе металлоконструкций швом встык или двумя угловыми швами, равнопрочными планке, другая планка - монтажным стыковым швом, также равнопрочным планке. Обе планки прива-
5
Рис.4; Узел примыкания балки с вертикальными уголками. I - главная балка или колонна;
2 - примыкающая балка. 3 - вертикальные уголки; 4 - сварные швы на главной балке или колонне; 5 - сварной шов на примыкающей балке;
6 - отверстия для монтажных болтов; 7 - схема поворота конца балки
риваются к стенке примыкающей балки угловыми монтажными ивами. Особенностью работы узла УНС является то, что он не способен воспринимать момент полного защемления балки и допускает некоторый поворот опорного сечения балки в результате возникновения в узле упруго-пластических деформаций.
Рассмотрим работу элементов узла УНС в отдельности.
Стенка примыкающей балки при повороте узла в предельном состоянии испытывает наибольшие деформации. Напряжения в стенке у шва когут достигать
6
Рис.З. Узел пришкания балки с вертикальными накладкаш: I-главная балка или колонна: 2-примыкающая балка: 3-вертикальные накладки: 4-сварные швы на главной балке или колонне: 5-сварные швы на примыкающей балке
S
1
У
’ с
У-
т
I-
Л
Г
7
величии, близких к 6g и быстро падают по пере удаления от шва в связи с включением в работу все больших фибр балки. Этик резкий падением нормальных напряжений в стенке и обуславливается возможность возникновения в стенке напряжений, близких к временному сопротивлению, что и подтверждается результатами испытаний рис.б.
Рис.6. Эпюры напряжений в стенке примыкающей балки при испытании узла с вертикальными накладками
В сопротивлении повороту узла участвуют две зоны стенки: зона I за швом и зона П между торцом балки и швом. Суммарный предельный момент в стенке можно представить как сумму предельных моментов, воспринимаемых каждой из этих зон рис.7.
Поперечная сила воспринимается только зоной I стенки.
Швы крепления планок к стенке примыкающей балки на момент работают как лобовые. Работа соединений с лобовыми швами и планками конечной жесткости на растяжение и сжатие различна. Несущая способность таких соединений на растяжение больше, чем на сжатие, что подтверждается данными эксперимента. В связи з этим в растянутой зоне швов узлов УНС при действии момента могут
Рис.7. Схема передачи изгибающих моментов на I и П зоны стенки балки
возникать напряжения fi , близкие к разрушающим для лобовых швов р.ор , в сжатой зоне эти напряжения определиютск жесткостью планок и могут достигать величин, близких к fig только при достаточно жестких толстых планках.
В швах, как и в стенке, отсутствует четко выраженная площадка текучести. В соединениях УНС швы работают на совместное действие момента и поперечной силы
Планки , в отличие от стенки примыкающей балки-, при действии момента не могут испытывать напряжения больше, чем предел текучести 6Т : в сжатой зоне-вследствие потери устойчивости, а в растянутой зоне - вследствие развития больших деформаций.
Как показывают исследования соединений на лобовых швах, в сжатой зоне планок,кроме нормальных сил, действуют моменты в плоскости, перпендикулярной плоскости планки, снижающие их несущую способность Таким образом, если для растянутой зоны максимальное напряжение равно т , то для сжатой зоны ft’T ,
где р - коэффициент снижения несущей способности в результате воздействия момента из плоскости планки
Если болты установлены и затянуты, то в сжатой зоне они предохраняют планки от выпучивания.
Как и другие элементы УНС, планки работают на одновременное действие момента и поперечной силы
Швы крепления планок к колонне или главной балке должны выполняться равнопрочными сечению планок. Ори действии момента и поперечной
9
силы в узле УНС они в этой случае не будут слабее планок. Результаты экспериментов подтверждают это: при испытаниях, как правило, швы не разрушались.
Для выявления действительной работы УНС и ее соответствия расчетный положения были проведены испытания соединений на лобовых швах при растяжении и сжатии, а также - иоделей УНС по схемам рис.5 из балок 22,30,40 по ГОСТ 8239-56 при следующих силовых воздействиях;
а растяжение ;
б чистый изгиб
в изгиб со сдвигом консольные образцы',
г изгиб со сдвигом однопролетные балки;
Данные о результатах испытаний приводятся в соответствующих разделах статьи.
8 2.РАБОТА СОЕДИНЕНИЙ С ЛОБОВЫМИ ШВАМИ
НЯ РАСТЯЖЕНИЕ И СЖАТИЕ
Как указывалось выше, работа соединений с двумя стыковыми планками на лобовых швах при растяжении и сжатии принципиально различна.
При растяжении растягивающая сила разлагается на горизонтальные составляющие и силы Ц , нормаль¬
ные к косым площадкам лобовых швов рис.8а; горизонтальные силы Рюр уравновешиваются, а силы А воспринимаются косыми площадками лобовых швов. Таким образом, в соединении при Ь.шт ни в планках, ни в швах не возвикает изгибающих моментов.Несущая способность одного шва в таком соединении при ширине соединения L si равна
, где
- высота катета шва;
П-Кш,- рабочая высота по косому сечению шва; dg ш - временное сопротивление металла шва; ц - разрушающее напряжение в лобовом шве при
растяжении
10
В
Рио.8. Схема действительной работы лобовых швов соединения УНС:а-на растяжение; б - на сжатие
При сжатия сила Рс создает внешний момент, равный цгрс h.В косом сечении сила Р иожет быть разложена на составляющие 0,7. Рс и Q. 0,7. Рс рис.86.Весь момент U воспринимается планкой. В швах будут действовать только усилия Ц 0,7 Рс и О. 0,7 Рс.
Согласно исследованию 2, предельная несущая способность лобового шва в этом случае, так же,как и при растяжении, равна:
Kfmh
анки при де
4-Чг
♦ Т
рс-Qtf f f2-Я.
Определим несущую способность планки при действии на нее силы Р. и момента Us Р
Введем параметр Л3 j-" , тогда
11
При образовании шарнира пластичности в прямоугольном сечении планки имеет место условие С 3_7 J
М V2.
PZSd'fZ-А-4 Р.
бг S i'f6T r2'i'
Отсюда: бг ,
где : J3 - J-1-0,5 jfil - i-0,5 Л.
Значения коэффициентов J3 в зависимости от параметра Я: приведены в табл. I.
Неспособность шва воспринимать какую-либо долю момента следует из того обстоятельства, что даже при S и
при исчерпании несущей способности планки от всего момента М в шве возникают напряжения, вызывающие текучесть.
. Рс 0,7 0,бгбг-0,7
G ;— —-— —
т
TL' ' 0.7 g.fl-qy , Щ-бт-Sо,7.
Согласно условию текучести Генки-Мизеса:
бг зто,бг бГрзо,бг бгг- у,54 вгг вгт ,
Таким образом, швы не в состоянии увеличить несущую способность соединения за очет восприятия части моментаМ.
Они допускают свободный поворот концевых сечений планок относительно осей, параллельных рвам: напряженное состояние на швах остается при этом неизменным. Значительные деформации поворота косых сечений швов относительно осей, параллельных швам, не являются опасными ввиду их ограниченности и наличия сжимающих сил в швах.
В табл.1 для различвых значений J указан также коэффициент снижения несущей способности соединения при сжатии К по сравнению с несущей способностью при растяжении
12
Таблица I
ST
л
m а 0,855
77
0,70
К
К
К
Г
7t
1.0
0,62
0,62
1,15
0,38
0,76
1,30
0,43
0,9
0,59
0,66
I.I9
0,40
0,80
1,33
0,44
1,65
0,8
0,57
0,71
1,25
0,41
0,87
1,40
0,47
0,7
0,54
0,77
1,30
0,43
0,94
1,45
0,48
Ст.З
0,6
0,52
0,87
1,40
0,47
1,00
1,50
0,50
0,5
0,50
1,00
1,50
0,50
1,00
1,50
0,50
1,0
0,62
0,71
1,25
0,42
0,88
1,40
0,47
0,9
0,59
0,75
1,28
0,43
0,92
1,45
0,48
М3
0,8
0,57
0,82
1,35
0,45
1,00
1,50
0,5
0,7
0,54
0,89
MI
0,47
1,00
1,50
0,5
НЛ
0,6
0,52
1,00
1,50
0,50
1,00
1,50
0,5
0,5
0,50
1,00
1,50
0,50
1,00
1,50
0,5
для случая одинакового материала шва и планок, и при соотношении равном 1,65 для стали Ст.З и 1.43 для
От
при
при
при
при
т 0.855 -gj- 1,65 ,
т- - г.3 J
fip'm ,кш ,655Т 0,655 Л- А
т 0,855 1,43 ,
К.Я 6Т 1 U5J3.
1,43 бт-0,855 Л А ’
m 0,7 1,65-,
ur Л СТ.0,7 1,43, i,4fi. ’г
13
В зависимости ох относительной толщины планок коэффициента несущая способность соединения на лобовых швах при сжатии составляет от 62 до 100 несущей способности соединения при растяжении. Экспериментальные исследования подтверждают это. Испытанные образцы, имеющие одинаковые сеченк. планок и лобовых швов S 10 мм,. I , разрушились при растягивающей силе 66,3 т и сжимающей силе 36,0 т.
Отсюда К — 0,55.
86 3
Коэффициент К, найденный экспериментально, близок к теоретическому значению 0,62. Отклонение объясняется потерей устойчивости планок при сжатии гибкость 40. Оба соединения показали при испытаниях хорошую пластичность как общую, так и на поверхности сварных швов.
Для выявления действительной работы узлов УНС важно знать предельную величину деформаций лобового шва при растяжении LL0p , а также зависимость между деформациями U и напряжениями I в косом сечении лобового шва при растяжении. На основании исследований Данилова 2 J , зависимость между напряжениями и деформациями в безразмерных относительных величинах может быть выражена графиком, изображенным на рис.9.
На этом графике л.t— t -L ,где
ц 0,05 см. ' л'д 1 9 ' а
01 р
Величина рлт 0,65 отвечает началу уоловной текучести.
При растяжении угловые швы узлов УНС работают, как лобовые. Исследование 2 показывает, что в этом случае
Р 6g
tn-h-e VF ;
I - длина шва ,
- временное сопротивление металла шва.
Разрушение происходит по сечению, расположенному под углом 45° к катетам шва.
Материалы испытаний на растяжение ряда образцов УНС приведены в табл.2. Согласно этим материалам, среднее значение m равно 0,855; значение flop близко к величине yl , Некоторое завышение экспериментального значения ip по срав¬
нению о теоретическим объясняется тем, что плоскость фактического разрушения расположена по отношению к плоскости катета под углом, несколько большим 45°. Согласно исследовании Г2J,
14
Рис.9. График зависимости деформаций и напряжений лобовых швов в безразмерных координатах
изменение напряжений при изменении угла наклона плоскости разрушения происходит по эллиптическому закону, где главными полуосями являются напряжения 6g и Xz.
Так, при угле 55° ft ,.е. на 10 больно, чем при угле 45°. Весьма важно знать величины деформаций узлов УНС при растяжении, отвечающие разрушению.
За предельную деформацию узла УНС при растяжении, на основании приведенных экспериментальных данных, можно принять величину Ааръ 4 мм.
15
OJ
о
со
EH
J 05 SI к
.3
C2 t
и
СМ
II.
5 я
5-
и5 о
d. ,
1 Й
I
Л D CO
5R8
й сц uEo О СО 02й-
я я
CIS лк
со К РЧ ен а о д
О 33
0 u:
Ж о Я 3 КО 5Я ЕГЧ и со о со ю а
н
о
со
со
л
Рч
d со за ей n J9 со
СО
сг
со
СО
;3J
'О
о
ЕГ
СО
а со я а. енчэ о
р
СО
я
I
a
5
я
со
ооооо о млалсс м они ш
гл
Ж'
CJ
VOHHOJC4- in
ГЛ-ГЛГЛСМ -3 ннннн ьн
LTsOOCVjinD 40 040000040 О
ооноо о
Щ fOC4 К
сМ-нМОЧ in
ООЛССЧЛЛ СГ к.
ом—immcM о
4-1Л1Л1Л1Л 1П
1П
a-in-tf-in40 vo
HCVI 40 М C4J
1П М М
S
аяйо
I II
SON
8 8 Й t
tt W стэ
SS Я ЗЛ Л CJ 00
40
ГП OJ CVJCVJ CVJ CJ rsj
4- 1Л -t
ач vo чо НИ ООО
40
оо
40-я 1П СЧ1 ГЛ
О-Ш vo CsJ н J-LH 1Л in in
СЫ Т ы 00
Огл Ш
0000 00 00 00
Ш 40 I Т 40 00 00 -3" LA
Йнн
о
ач
с
гл
1П
1П
00
ОО LA
22 ч п р
td
З.РЯБОТЯ СОЕДИНЕНИЙ УНС НП ЧИСТЫЙ ИЗГИБ
Анализ картины разрушения образцов, испытанных на чистый изгиб, показывает, что разрушение происходило в основной из-
Рис. 10. Разрушение примыкания балки с вертикальными накладками в результате выпучивания планок в сжатой и разрыва угловых швов в растянутой зонах
за выпучивания сжатых участков планок и образования трещин в конце растянутых участков швов рис.10.
Это еще раз указывает на различив между работой соединения иа сжатие и растяжение
17
Предельная величина момента, воспринимаемого швами узла
В предельном состоянии, по аналогии с лобовыми швами, крайний растянутый участок шва будет испытывать предельное напряжение, равное рор , в сжатой зоне максииальные напряжения в шве будут определяться несущей способностью планки на сжатие.
Pop
1ег_
6КЦ.
Рис.П. Эпюра напряжений в угловых швах планок: а - действительная; б - условная
Действительная эпюра напряжений в швах планок изображена на рис.Иа. Участок эпюры в растянутой зоне в предположении сохранения гипотезы плоских сечений должен быть подобен кривой растяжения лобовнх швов см,рис.9. и представляет собой выпуклую кривую Аппроксимируем действительную эпюру напряжений в шве эпюрой, изображенной нь рис116 , и определим предельный момент в шве при заданной условной эпюре напряжений. Определяем положение точки поворота сечения Iхор'СК jbgp- i-c С 5
Момент внутренних сил выражается формулой Р Л
пр ‘ Pop С ГП Кw 2 - рop JJyjT 1°Р ’
где у z ЛЛ. к ’
18
W - момент сопротивления одного пва при упругой рабо¬
те.
tzm’h.u
—в—
График зависимости jf от К показан на рис.12.
Как показано в 2, коэффициент К I и зависит от величин
- 1-0,5Л и т , а также
от механических свойств материала планок и швов.
В табл.1 приведены значения к, и у- для случая, когда прочность материала планок и швов одинакова. Эти данные показывают, что при Л 0,5 0,6 ст 3 и
Л 0,6 0,8 НЛ несущая способность планок в сжатой зоне становится равной несущей способности лобовых швов на растяжение, и дальнейшее утолщение планок не увеличит предельный момент узла Мпр.
При К I момент, вычисленный по условной эпюре рис.116 несколько меньше момента, вычисленного по действительной эпюре рис.На. При разница между этими моментами будет
еще меньшей. С достаточной степенью точности действительный
19
предельный иоыент при чистом изгибе для всех случаев можно принять равный моменту подсчитанному по условной прямоугольной эпюре рис.116.
В табл.З приводится сравнение данных экспериментального исследования и теоретического расчета несущей способности соединений УНС при чистом изгибе. Разрушение всех соединений произошло по типу,показанному на рис.10, с выпучиванием планок из-за развития текучести и разрывом угловых швов в растянутой зоне в результате достижения напряжений fiop.
Во всех случаях теоретические значения предельных моментов в узлах, подсчитанные в предположении образования полного шарнира пластичности, меньше экспериментальных на 7-34.
Это можно объяснить следующим:
а как правило, высота расчетного сечения шва составляет величину еще большую, чем 0,855 в результате глубо¬
кого проплавления и выпуклости шва; особенно это имеет место при малых величинах катета шва;
б угол наклона расчетного сечения несколько больше, чем 45°, что приводит к увеличению предельного напряжения.
Предельная величина момента, воспринимаемого стенкой
С планок через швы момент передается на две зоны стенки балки: одну, расположенную за швом, и другую - между швом и гранью колонны сы.рис.7. В предельном состоянии с некоторым приближением можно считать, что общий предельный момент в стенке равен сумме предельных моментов в обеих зонах стенки в предположении независимой их работы,
I П
“пр - Мпр И пр.
МПр - предельный момент в стенке за швом;
МП - предельный момент в стенке перед швом пр
Эпюры напряжений в обеих зонах стенки в непосредственной близости к шву аналогичны эпюрам напряжений в швах. Краевые
20
Таблица 3
У17
hP
кгсм
Обра¬
зец
Сече¬
ние
;—о Сечение
планок
1
II
m- Н.Щ.
0,855
W йлК,
Теоретическое значение предельного
Экспе¬
римен¬
дву¬
6
мишспха
11 пр
тальное
тавра
ММ
мм
ИМ
см3
К
Лш
klrip
тм
оп а чо
ние
м
ЦР тм
Отклонения 1
122
П
-8х6
ЦР
4
5
И22
3
П
п
п
5
4
И
-80x8
и
5
5
п
а
и
5
1
с усил.
Г
6
п
-80x8
п
6
с усил.
0,67 083 О 83 0,63 0,63
3,42
k,Z7
4.27
4.27
4.27
29,2 36 5 36 5
36.5
36.5
0,80
072
0,72
0,84
0,84
1,33 I 23 123 1.39 15
148
175
175
192
208
0,75 5,13 43,8 0,74 1,5 250
210
240
229
294
270
270
24
34
23
ИЗО
1 I 30 -110x8 220 6 0,75
2 " " "6 05
3 "8 1,00
4 " -110x10 " 8 0,80
5.13 83,5
5.13 835
6.85 110,0
6.85 110,0
0,74
0,74
0,62
0,71
1,28 1,28 115 I 25
406
406
480
480
580 30
520 22 605 21
648 26
И40 I I 40 -140x10 310
2 К.11. п
10
п
1,00
1,00
8.55 274,0
8.55 "
0,62
0,62
1.15 1202
1.15 1202
1275
1470
6
18
напряжения в зонах I и П при развитии в них пластических деформаций соответственно равны 6Т и Кт Зт и
J.T 6V и Kr-J.T-6T рис.13.
При втон суммарные напряжения в сжатой зоне стенки определяются прочностью планокг
KT6r KT-j.r бтч-г бт р, о седа КТ-Д-
Предельный момент в зоне П определяется предельными скалывающими напряжениями, вызывающими текучесть
мр‘'Э,''тАлЬег-6т при этом , 3,5 4 1,5,
I
где ‘Г а-а-л-ц-З
а - ширина планки;
д - зазор между торцом балки и колонной;
0,9 - коэффициент, учитывающий криволинейность
эпюры скалывающих напряжений.
пр
отсюда
Mnp f ™ст r’j Kr V1cr
3'Kr
Подставив значение Лг в выражение для получим :
т C3w,‘fligi.d к. - уд
где
Y5-
Суммарный момент, воспринимаемый обеими зонами стенки при возникновении текучести на растянутом участке зоны I, ранен z.
Mfipe4 М„р ' Кг ‘Цгт Аг V
, г
где
Л
3
2-J3
Н
Предельный момент при условии возникновения в зове I напряжений , соответственно, равен
Приравнивая предельный коиент в швах предельному моменту в стенке получим соотношение между высотой катета шва и толщиной стенки балки, при которой имеет место равнопрочность:
а Ври 6Т- 6g
г fop Та.- т gkut.
Отсюда , _ Tg‘ d
“‘2 m Гш.71вр
При одинаковом материале швов и стенки п -
m ’
б При 6t-oT t
h -Уг d. 6T
Поскольку ни в одном из образцов, испытанных на чистый изгиб табл.З, не произошло разрушения стенок балок, представляет интерес сравнение высот катетов угловых швов этих соединений с рассчетными для двух случаев развития напряжений в стенках -6t 6Т и
Эти данные приведены в табл. 4.
Анализ данных табл. 4 показывает, что сечение угловых швов испытанных образцов было недостаточным для разрушения стенок, хотя в большинстве случаев стенки претерпевали значительные местные пластические деформации.
Предельный момент чистого изгиба, воспринимаемый планками в удалении от швов, всегда больше момента, воспринимаемого угловыми швами, так как в растянутой зоне напряжения в планках всегда меньше 6Т даже при предельных напряжениях в швах и максимальной высоте катета шва
Углы поворота соединений УНС при чистом изгибе
Взаимосвязь деформаций, возникающих в УНС, с действующими в. них силовыми факторами, в данном случае - изгибающими мо-
г
Таблица 4
Образцы по табл.З
h-UA.
фак-
. L
Р
Кг
А расчетное при
Nl,d
тич
см
fe
4
it
it
I 22 0,54 см
I
2,3
0,4
0,5
0,9
0,9
0,53
0,56
1,2
1.2
2,27 1,55 2,33 1,61
0,46
0,51
0,52
0,59
4
0,5
0,67
0,53
1.2
2,58 1,82
0,51
0,59
I 30 0,65 см
1.2
3
0,6
0,8
0,81
0,81
0,555 1,29 0,62 1,29
2,48 1,73 2,50 1,82
0,63
0,71
0,73
0,86
4
0,8
0,65
0,57
1,29
2,74
1,94
0,71
0,84
I 40
1,2
1,0
0,8
0,62
1,22
2,57 1,81
0,9
1,05
0,8
см
ментами,может быть установлена расчетным путем на основе изложенных представлений о работе всех трех составляющих узлов - швов, стенок балок и планок. Так, при
швы более прочны, чем стенка балки,и основные углы поворота определяются деформациями стенки. Эти деформации приближенно могут быть вычислены, как в задаче о повороте жесткого штампа на упруго-пластическом полупространстве.
d.
При ir - v — в предельном состоянии
глаотические деформации в стенке развиваются в ограниненных пределах; увеличивается доля уч.стия в повороте швов и планок,
При hut, vS'm'fu t предельный момент не может вызвать значительных пластических деформаций в стенке, и поворот узла обусловлен, в основном, деформациями планок и швов. При этом, большую часть во втором, и особенно, третьем случае, составляет угол поворота в результате выпучивания планок в о жатой зоне см.рис.Ю. В связи со сложностью и условностью теоретических расчетов углов поворота, приобретают значение данные экспериментальных измерений моментов и углов поворота образцов УНС при чистом изгибе,изображенные в виде графиков V, на рис. 14. Эти графики представляют собой вы¬
пуклые кривые с прямолинейными "упругими" начальными участками и обширными криволинейными участками, характеризующими раз витие пластических деформаций.
Характерно, что несмотря на некоторое несоответствие фактических размеров угловых швов условиям равнопрочности си. табл.4, агрегатная дефориативность всех образцов однотипна; утолщение планок и швов, а также установка болтов несколько увеличили жесткость узлов.
По экспериментальным диаграммам зависимости угла поворота cL и момента U может быть определен условный предельный момент текучести. Этот момент находится с помощью следующего построения: из нулевой точки проводится прямая, параллельная разгрузочной прямой до пересечения с горизонтальной линией в уровне предельного момента Мпр. Из этой точки опускается вертикальная прямая. Точку пересечения вертикали с кривой M.ta, условно будем называть точкой начала текучести, а момент, отвечающий этой точке - условным предельным моментом текучести Мт. Согласно экспериментальным данным рис.14, этот момент при чистом изгибе составляет 64-71 от предельного момента Мпр. Общие деформации при образовании Мт составляют 0,0045 0,0051. Остаточные деформации
предела текучести в 1,88 - 2,66 раза больше деформаций предела упругости. В качестве примера на рис.15 изображен график ol для образца из I 40 со всеми данными и построениями Получаемые соотношения хорошо согласуются с соответствующими характеристиками диаграммы растяжения стали Ст.Э.
Так, отношение -Яг- для Ст.З равно о,6, отношение -4х- дляСт.З - 1,5.
26
Рис.14 Графики экспериментальной зависимости M-trJi для УНС двутавров I 22,30,40 при чистом изгибе. Образцы Ш 1,2,5,4 - УНС по табл.ЯЗ; образец 4 7- УНС с 2-аш болтами MI6. о - условный предел текучести
соединений
мт
M'99Z
960
800
м7го
640
Мтсм
о.оог ооо4 0006 qaoe оою ощ qot4 qois ошв o.ozo оргг
Рио. 15. График экспериментальной зависимости МЧд, для УНС двутавра I 40 при чистом изгибе f
Пренебрегая.малой величиной остаточных деформаций, можно считать, что узлы УНС работают упруго при Мт 0,70 Мп
Условный модуль упругости приближенно может быть определен по формуле
с _ Мт 070 Mjfp л п к а
т- l40yv 'i
4.РПБОТЛ СОЙДИИЕИИЙ УНС НЛ МОМЕНТ И ПОПЕРЕЧНУЮ СИЛУ
Uj-и со.1.1оотном дейс,.,,-ки ом поперечной силы
ytuje гп и продел г.пом оистиып.и уменьшается по сравне.;i:0 с предел'.пф: мимг.члОЬ: чисто;,-о изгиба Этот мог-ент
теи V1.v 4i.м жецент;; -nv прилм'иия сил,п,слп-
ДОБгУ. 1 ' ' -'v Н07ЖЧИ.Ч' ’ TiOl'i СИЛ.- TfiK у С ОГЛУ О
но экспериментальным данным, для сечения по швам образцов из двутавровой балки 30 рис.16 при эксцентрицитете 6- 60см момент М равен. М 0,90
где МПр - предельный момент в швах при чистом изгибе.
от 0,004 орав ооов чою срг ор4 оав от о,ого щг о,ог4 оого
Рис.16. Графики экспериментальной зависимости M-t9 об - для УНС двутавра I 30 при одновременном действии изгибающего момента и поперечной силы
Определим возможные соотношения между М и GL в узлах УНС в предельном состоянии
В узлах УНС балок при одновременном действии поперечной силы и момента в предельном состоянии имеет место сложное нагружение. При возрастании поперечной силы в отдельных точках узла компоненты напряжения меняются по различным законам, причем отсутствует пропорциональность этих изменений изменению одного параметра. Больше того, нарушается пропорциональность между М и Q.Так, в начале загружения балки при упругой работе с ростом нагрузки пропорционально растут оба уси-
при В 30 см
при в 15 см
- М - 0,80 U ,
- М 0,73 Мпр ,
29
шехан” Цческже xapesse-t
рстага j металла
дат: я - соединения с болтами.
Si - выщчвишне сжатого участна планок, в раде случаев согрсвсмаеиов трепанами I растянуто зоне швов.
щи — зависимость меиду В. и.М в предельном состояния: I —г— 'rl i ту “
й. _ 1 WjM Ц„р-. Wn
Пр.п-Ч
пр. ял
Предельные усилия 0- ч М в танках
swthtei.riaCfirg
Г"
та 3 ctf к
з 5
- V
csf
S _ 4
I -
I "з-
I g- I 2 м
та. “ 5
1 с
jt
1 bs i l J.
_ь
to
Эксяешменяажьные значения
Теоретические эначенмя лря заданном
з ж-
pasppie-
ше
1 1Ы
е
Зависит
а
ЗСЯЪ I
Завнсимосяв 2
Ояетевенме А
М
:
1 М
А
1
я
1 та
1 я
I ЯШ I
Я I ш 1
. 3 1
м
я
тм
я
ям
Г
li
Ж™“
ТЭГ-
ciT
ш
Z5
24" 1
ъ -
ТВ” " 27
508
1,75
31,0
1,65
штнок
35э0
ги
Сяа
31,0
я
31,0
ш
II
П
42е3
1,46
31,0
1,58
даДва
33,8
в
в
31,0
за
31,0
Н
8
8
70в0
3,66
56,8
3,83
38
евм
57,0
-
-
56,8
кг
56,8
а
93,2
4,38
56,8
4,16
38
ЯШ ИС
29,0
4,40
0,15
25,0
3,75
234
3951
15
20
93 92
6,25
56,8
5e42
едава
2696
4S00
0в15
30,1
4,52
27,7
4,15
-13
-4
93,2
6,25
56,8
5e42
29,3
4,40
0,15
30,1
4,52
27,7
4,75
-3
-6
93,2
4,38
56,8
4,16
М свз теэ
27,5
4,15
0SI5
25,0
3,76
23,4
3,52
10
15
93,2
4,38
56,8
4,16
31Ев
16,0
4,80
0,30
13,6
4,08
13,0
3990
15
19
93,2
6,25
56,8
5,42
asise
18,6
5,60
0,30
17,0
5,10
16,5
4,95
9
II
9392
4,38
56,8
4,16
J5.
9,3
4,68
0,50
8,3
4,15
8,1
4,05
II
В
93,2
4,38
56,8
4,16
—И.
9,1
5,46
0,60
6,9
4д15
69
4,13
24
24
93,2
6,25
56,8
5e42
10,0
6,00
0,60
8,8
5928
8,8
5,28
12
12
93,2
6,25
56,8
5,42
8,5
5,10
0,60
8,8
5Э28
8,8
5,28
-3
-3
9392
6,25
56,8
5,42
-
9,6
5,80
0еб0
8е8
5928
88
5g28
9
9
93,2
6,25
56,8
5,42
6,0
7е20
1,20
4Э2
5,10
4,8
5,5.0
29
23
33,9
116
31,0
1,50
297
1э94
0е07
I7g4
1922
15,8
111
37
43
42,3
1,46
3190
1,58
и.
34,9
0а70
0е02
29,0
0,58
25,1
0Э 50
17
29
.42,3
1,46
31,0
I958
А.
294
2,05
0,0
I85G
1,26
15,8
1,11
39
46
708
3,66
56,8
3,83
.в—
56,4
2,27
004
48,8
It 96
42,6
Is 71
14
25
70,0
3,66
56,8
3,83
_58„,
59,0
4Э75
0908
36,4
2,91
32,4
2,59
39
45
70,0
3,66
56,8
3,83
52,0
2,35
Gs05
45,3
2,27
40,0
2,00
3
15
67,8
2,74
6292
3,01
А
56,0
1912
0,02
57,2
I9I7
50,5
1,01
-5
10
115,0
8967
100,0
9943
.35-
П295
2,25
0,02
98,0
1,96
90,0
1,80
13
20
115 9 0
8,67
100,0
9943
-И-
101,0
1,01
0,01
100,0
I900
99,0
0,99
I
2
102,0
3,48
6290
3930
-Я—
71,6
3,60
0,05
44,3
2,26
39,0
1,95
37
46
Зак.6 ’
лия Ми Q. При М МГ момент стабилизируется, рост его резко замедляется. Дальнейшее нагружение узла возрастающей поперечной силой уменьшает момент в узле, как бы "вытесняет" его. Задача определения, момента и поперечной силы в узле УНС в предельном состоянии в этих условиях без привлечения некоторых зависимостей, полученных экспериментально, а также без некоторых допущений, становится крайне сложной
Предельная величина момента
и поперечной силы в швах при одновременном их действии
Рассмотрим задачу определения предельной поперечной силы в швах узла УНС при заданном моменте. Этот момент для балок с различным углом поворота опорного сечения определяется с помощью экспериментальных графиков зависимостей M6jL Способ определения его описан в специальном разделе ниже. ' Допустим, что на величине предельной поперечной силы не отражается способ нагружения. Например, безразлично, растут ли одновременно М и CL до своих предельных величин, или сначала узел загружается моментом М , а затем поперечная сила доводится до своей предельной величины. В обоих случаях предельная величина И при заданном М остается одной и той же.
Вводим следующую гипотезу. При установившейся эпюре напряжений в шве d от момента дальнейшее загружение шва поперечной силой Я. не искажает эту эпюру. В предельном же состоянии при одновременном действии М и 0, на всем протяжении вва имеет место условие пластичности
Это условие можно получить, исходя из предпосылки, что два любых напряженных состояния имеют одну степень деформации при равенстве величин интенсивности касательных напряжений
30
Для простого растяжения сжатия лобового шва рис.17:
f6xzT1'
Для случая разрушения от растяжения сжатия :
V Т У Pop
Рио.17. Разложение усилий в лобовой шве
При одновременном действии растягивающей сжимающей и поперечной силы
Приравняв оба значения интенсивности касательных напряжений, получим условие пластичности:
Pop-Г 4
Такое упрощенное представление о работе шва в предельном состоянии при действии на него М и Q. оправдано тем соображением, что участки шва, достигающие преданного состояния, допускают некоторые сдвигающие деформации без увеличения напряжений в них. Так, сдвигающая деформация под действием силы Q. будет постоянна по всей длине шва и, след овательно, эту деформацию получат и крайние растянутые участки шва, в которых, в случае загрузки узла предельным моментом МПр , напряжения ft flap , однако, разрушение не произойдет вследствие ограниченности этих деформаций, и шов
31
будет в состоянии воспринимать некоторую величину поперечной силы L за счет средней зоны, в которой fl flop.
Если принять, что нормальные напряжения в лобовой шве при чистом изгибе распределяются по криволинейному закону согласно ии.9 см, 3, то, используя условие пластичности для каждого сечения, получим, что шов еще способен воспринять поперечную силу fi , равную 0,42 Q„p ,где
Q-nf 0,817. lQj m hKU;t - предельная поперечная сила при чистом срезе ZJ ,
Рис,18. Распределение напряжений в лобовом шве при одновременном действии изгибающего момента и поперечной силы
а ммпр1 Ьмсмпр
Для случая Мпр сохраняем допущение о принятом распределении нормальных напряжений, причем напряжения в растянутой зоне fl i- flop , в сжатой - К На рис.18
изображены эпюры напряжений р Т для обоих случаев. Предельная поперечная сила определяется по площади эпюры X.
Изображенные на рис.18 эпюры V носят условный характер. В действительности напряжения I у нейтральной оси бу¬
дут частично вытеснены скалывающими напряжениями, и эпюры X будут иметь более плавное очертание, скалывающие же напряжения по краям,в силу закона парности касательных напряжений, будут равны нулю.
На рис.19 изображен график зависимости момента и поперечной силы в предельном состоянии в безразмерных величинах
. М и _а , где М пр.ш np.Ul
Мпрш- предельный момент при чистом изгибе, вычисленный по условной прямоугольной эпюре напряжений р ;
Ип - предельная поперечная сила в шве при чистом сдви¬
ге.
липса М
-х
Эта зависимость хорошо аппроксимируется уравнением эл-
2 г
м
пр ш
I
пр. L
Рис.19 График зависимости t8L- - 4
для угловбх шЗов УНС
а
пр.ш
На графике рис.19 жирной линией показана эллиптическая кривая зависимости М. и —8:— точки опреде-
М М np.u. Q, в. пр.ш
ляют значения yj и -5— V подсчитанные по эпю¬
рам ь и t пйри К, близком к I. В связи с тем, что эпюра фактических напряжений I1 криволинейна, отношение
-ifc 1о0.9.
Зависимость между Ми Q. в предельном состоянии угловых лобовых швов хорошо совладает с подобной зависимостью для прямоугольного сечения, воспринимающего момент и поперечную силу С 37 ,
33
Предельная поперечная сила в стенке при наличии в ней момента М
Поперечная сила воспринимается стенкой только на участке за швом зона I. На участке перед швом стенка в предельном состоянии "течет" под действием момента в узле и не способна воспринимать поперечную силу
Момент, действующий в зоне I стенки, равен
собность стенки исчерпана, и стенка не в состоянии восприни-
и несущая способность стенки по моменту равна
s dt t
' М s fe jr' r
В то же время, при достаточно больших значениях поперечной силы может по всей высоте стенки возникнуть текучесть, которая приведет к значительным деформациям на большом протяжении. Поэтому можно считать, что предельная сила в стенке flnpвсегда будет меньше поперечной силы, вызывающей текучесть по всей высоте стенки, приближенно равной
ат1з d'k где h.S - высота балки.
Таким образом, при отсутствии момента в зоне I стенки предельная поперечная сила равна
М1- М-М
где
Ы - полный момент, воспринимаемый узлом УНС; Мп - момент, воспринимаемой зоной П стенки.
несущая спо-
воспринимать момент: М - О,
34
it
При одновременной действии момента IVI и поперечной силы Q в зоне I стенки зависимость между ними приближенно,так же, как и для прямоугольного сечения, можно выразить уравнением эллипса
г
м1
таг
пр
а
-1 пр. cm
Для стенки в целой эта зависимость представлена графиком на рис.20.
Предельные величины момента и поперечной силы в планках
В связи с ограниченностью деформаций узла УНС в планках не могут развиваться напряжения, большие, чей Ст.
Предельный момент при чистом изгибе, воспринимаемый концевым сечением планок, при приварке к колонне одной планки
35
встык, с полным проваром, а другой планки - угловыми швами, равнопрочными самой планке, или тоже встык, приближенно равен
пr' ' W г, гг г '
w -
где "ял - момент сопротивления 2-х планок.
Коэффициент 0,9 принят с учетом снижения несущей способности растянутых участков швов встык, в связи с невозможностью контроля их качества см. СНиП П-В.3-69.
При одновременном действии момента и поперечной силц в
концевом сечении планок зависимость между ними в предельном
состоянии может быть выражена уравнением эллипса 3j:
2 2 м а.
W о1 '
''пр-пт пр. пr
где л - предельная поперечная сила в планках при
чистом сдвиге; vw :YT"Z'0,9'
где 0,9 - коэффициент, принятый по тем же соображениям, что
И ДЛЯ Кп
В реальных увлах УНС балок момент изменяется по ширине планок и их сечения у концов швы приварки к опорной конструкции и j начала их у швовприварки к стенке балки испытывают разные усилия рис.21;
1 _ I
у швов стенок - а им, в концевых сечениях- Q. и Мк М Й. а ; где Ot - ширина прнок.
Значения М , в зависимости от степени защемления Мк и величины опорной реакции fl. могут быть как положительными так и отрицательными.
Предельный момент при чистом изгибе, воспринимаемый сечением планок около швовравен
пр. JII пл W„л 6Т f
где определяется в зависимости от по величине ji ; так при Я 1, Ji 0,62, ЦП1 1,15.
Зв
9.
При наличии поперечной силы момент в планках у швов, в предельном состоянии заметно снижается. Это снижение обусловлено:
а снижением несущей способности сжатых фибр при одновременном действии сжимающих и поперечных сил,
б уменьшением момента в предельном состоянии в сечении в целом при одновременном действии 21 и Ц.
Определим величину предельного момента в сечении планок у швов при заданной поперечной силе.
Для упрощения задачи будем считать рис.22:
а соотношение напряжений 6 в растянутой и сжатой зоне сечения остается таким же, как и при чистом изгибе, и равно,соответственно, 6Г и J ' зт ;
б в средней зоне сечения действуют только скалывающие напряжения, уравновешивающие поперечную силу, по величине равные ;
37
-ч—
сз
‘ - — V-ft
45
Рио.22. Эпюра напряжений в сечении планок около угловых швов в предельной состоянии при одновременном действии М и II
fir в эпюры напряжений б и Т имеют прямоугольное очертание.
Из геометрических соотношений эпюр d и Т находим:
а "рм
д - пР.пл g
у а8- -ft' QW
-6ra- jl- г j l-itji
отсюда
z , Я. 'j ' M
Qz l'MpUJrvTr
a
V- —T
1г6тч.
g I np nJ7 a ' q‘
Pp. 77 пр пл
Сравним предельные несущие способности планок у швов и самих швов кривые I и 2, рис.23. При m0,1 fa 1 ,Ъ0'f
м1Р.„ - бт w„„- гз -6r.J-z 10в- мпр.ш, а„р,„, 87 г г i634 W6r 0Jhu,t- М у Z
Q-np.fi д Р- Z г ,57- Яп,. ш
38
Рис.23. Графики предельного состояния элементов УНС при одновременном действии О и М
1-угловые швы;
2-планки;
3-планки при расчете швов по расчетным сопротивлениям
Таким образом, при расчете по предельным состояниям планки прочнее швов только при О. 0,35. Ипр.ш.
Однако, при сравнительном расчете планок около швов по расчетным сопротивлениям планки оказываются значительно более прочными,чем швы во всем диапазоне М, 0, кривые I и 3, рис.23. Это обстоятельстве подтверждается следующим расчетом при 10,7 мрм_ у 0,75.сп р.
норм
с
г-пЬш'l0,T15'R-i4'hu,bR-hUJ-l ;
- W -г.6-Ь ,г R г Е 1,2 а
ГГ
np.UJ
Поскольку в качестве расчетных данных используются нормативные прочностные характеристикиработу сечения планок у стенки можно в дальнейшем не рассматривать.
39
Ииае приведена табл.5 усилий Q и М в узлах УНС
в предельной состоянии для образцов из двутавров I 22,30,40, замеренных при испытании консолей схема испытаний I и консолей с тягами схема испытаний П. В связи с относительно более высокой прочностью швов разрушение происходило из-за потери несущей способности планок. Сравнение предельных теоретических значений и Lnp для швов и планок также подтверждает больную прочность ввов у стенки по сравнению с прочностью планок. В табл.5 для сравнения даны теоретические значения моментов и поперечных сил при заданных эксцентриситетах, вычисленные на основании зависимостей
Z 2- 2
а м , а м а1- "мГч а-Г
прпп '1фМ1 ftp. ЯП пррп
фактически во всех случаях экспериментально-замеренные значения М н Q в предельном состоянии больше теоретических.
Предельные значения момента и поперечной силы при одновременном их действии в узлах УНС балок
Момент поперечная сила в предельном состоянии узлов УНС определяются наименьший ах значениями, подученными для каждого элемента узла в отдельности швов, стенки, планок. Так, предельный момент при чистом изгибе для узла УНС будет равен нааменьае из величав:
Мф,,, ряр Д wm
6т гя
40
Предельная поперечная сила при чистом сдвиге для узла УНС будет равна наименьшей из величин:
Яр.шш0'М7гв,гт.кш1
aV d
Для узлов УНС балок предельная поперечная сила, кроме того, ограничивается,сргласно указаний СНиП П-В.3-62, предельной поперечной силой в балке при упругой работе
пр 35
Предельный момент Мк в концевом сечении узла УНС определяется наименьшей из следующих трех величин
М,
пл
М- мша а
Мег
Здесь МП1- предельный момент в планках в концевой сечении при одновременном действии Мгли S
Мш- то же в швах крепления планок к стенке;
М1- то же в стенке балки в зоне I
Значения М„д, при заданной попе¬
речной силе Q определяются из уравнений:
М пр пп драл
Mnptu пр.и Г г
а.
пр-ст¬
иля всех элементов узла УНС можно построить графики
м а
Для узла в целом указан-
"р пр 4
ям ааяшюс выражается внутренней огибающей всех 3-х графикой. "Целесообразно эти графики построить в единых координатах, поскольку угловые швы, как это было показано, определяют прочность узлов при преобладании моментов а зона больших поперечных сил существенно сужается ограничениями СНиП. На рис.24 пунктирными линиями изображены кривые зависимости
ных балок 118 , 40 и 60.
Анализ этих зависимостей для узлов УНС прокатных балок показывает, что при малых величинах поперечной силы несущая способность узла по моменту определяется прочностью швов кривые 1-2. Так, при чистом изгибе предельный момент в узле УНС равен предельному моменту в швах при чистом изгибе
М пр.ш
При достаточно большой поперечной силе предельный момент в узле определяется прочностью концевого сечения планок при одновременном действии М и 0. кривые 2-3.
Момент в узле УНС может достигать предельного значения только при достаточно больших деформациях, порядка Лпр 0,026
В узлах балок, вследствие ограниченности угла поворота опорного сечения балки , этот момент будет всегда меньше предельного.
Деформативность узлов УНС при совместном действии Н и О
По сравнении со случаем чистого изгиба сложность расчета угловых деформаций УНС при совместном действии М и 0 сильно возрастает, и поэтому наиболее целесообразным оказывается путь экспериментального определения углов поворота
Во всех случаях испытаний соединений УНС балок I I 22, 30, 40 поперечная сила увеличивала их деформативность, причем суммарный измеренный тангенс угла поворота в предельном состоянии составлял величину 0,026, принятую в каче¬
стве условной максимальной величины см. 3,
На рис.16 приведены графики зависимости угла поворота и момента в соединении УНС для двутавровой балки I 30 при различных эксцентрицитетах в , иллюстрирующие высокую пластичность соединений УНС.
5.РАБОТЛ БЛЛОК С СОЕДИНЕНИЯМИ УНС РАСЧЕТНО-ТЕОРЕТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ
Способность к саморегулированию напряжений в сжатой зоне и ограничению этих напряжений вне зависимости от деформаций
- отличительная особенность узлов УНС.
Анализ работы узлов УНС показывает, что они обладают большой прочностью и,вместе с тем, довольно податливы.
Тем не менеенужно помнить, что при значительных углах поворота концевых сечений балок в этих узлах возникают большие пластические деформации, которые могут привести к появлению трещин и разрушению при многократном загружении балки Крайние участки узла УНС испытывают при повороте узла продольные пластические деформации й. Величина их определяется углом поворота и положением точки поворота. Для растянутой фибры С ;
для сжатой —
Экспериментальное исследование узлов на растяжение показывает способность узлов УНС испытывать значительные деформации
43
На основании результатов испытания можно сказать, что продольные деформации в растянутой зоне, меньшие пр 4 мм, не являются опасными для узлов УНС.
Учитывая работу узла за пределом упругости, по аналогии с общим коэффициентом запаса для элементов, рассчитываемых по 64 , принимаем
nps0,64 АПр2,6мп
Это ограничение определяет предельную высоту I планок узла в зависимости от угла поворота.
Исследуем совместную работу белок и узлов УНС с целью выявления величин деформаций узлов УНС и усилий в них в реальных условиях работы балок.
Согласно СНиП на проектирование стальных конструкций, предельная относительная величина прогиба составляет: для главных балок - I
400
пролета;
прочих балок - _1_ 03.
250
При равномерно распределенной нагрузке и осредненном коэффициенте перегрузки, равном 1,2 , эти прогибы соответствуют тангенсам углов поворота опорных сечений главных
балок - to X I , прочих балок taj. —Аа jo о 65
в дальнейшем будем принимать tyЛ-JL.
Эти углы поворота являются наибольшими возможными для узлов УНС.
Рассмотрим балку, упруго защепленную по концам, при разной степени жесткости защемления. '
При полной заделке при отсутствии поворота о полого узла в концевом сечении балки возникает момент М3„,у. При
свободном опирании балки концевое сечение повернется на угол А , как в свободно опертой балке, и моменты по кон¬
цам будут равны нулю. При податливом закреплении опорное се-
44
м
Рис.25 Зависимость между моментом защемления и углом поворота концевого сечения балки
чение повернется на угол J. и при этой в упругой заделке возникнет ыомент II. Угол Л и момент М связаны линейной зависимостью. Эта зависимость отражена на графике рис.25. Зависимость угла поворота Л от величины момента М
в узлах УНС отражается экспериментальными диаграммами. 11 и Л,
Рис.26. Графики экспериментальной зависимости М-tact для УНС двутавра 130 Jf 11,21, приведенные к концевым0 сечениям планок
подобными диаграммам,изображенным на рис. 14, 16, с отнесением моментов к концевому сечению планок.
На рис.26 изображены переработанные графики для двух образцов см,рис.16.
При совместной работе углы поворота узла УНС и концевого сечения балки равны, так те, как и моменты в узле и опорном сечении балки
45
Следовательно, значения К и JL должны удовлетворять одновременно обеим зависимостям рис.25 и 26 и, поэтому, могут быть получены по точке пересечения указанных графиков рис.27.
Рис.27. Графическое определение момента защемления и угла поворота концевого сечения балки с соединением УНС
1 - линия балки,
2 - линяя соединения
Можно принять, что при Мг узел работает в унругой стадии, при М Мт - в упруго-пластической.
Испытание однопролетных балок с узлами УНС подтверждает принятую методику определения опорных моментов и углов поворота опорных сечений балки.
Трудность расчета узлов УНС заключается в том, что кривые М , Л зависят от эксцентрицитета 6 см. 4, Для отыскания значений концевых моментов и углов поворота необходимо нанести ряд кривых, из которых выбирается та, которая пересекается с линией Мэа1Ц , Л0 в точке, удовлетворяющей
Мрп г 0
условию R где р _ 0П0рная реакция балки.
46
о 0,005
0,0154
оогв
Рис.28. Пример графического определения моиейте защемления однопролетной балки
На рис.28 показан пример определения опорных моментов в балке с узлами УНС при прогибе шарнирно-опертой балки
250“ fa.
Этот метод предполагает, что для каждого узла УНС должна существовать серия экспериментальных кривых при раз-'
ных эксцентрицитетах в.
Анализ диаграмм M,JL при различных эксцентрицитетах показывает, что при любом I соотношения между предельными моментами М и моментами начала условной текучести М7 остаются приблизительно постоянными и равными:
Также постоянна и деформация узла, отвечающая началу условной текучести и предельному моменту
Л 0,005 Лпр 0,026
Используя эти постоянные величины и зная предельные значения моментов при каждом эксцентрицитете, можно построить идеализированные диаграммы М, Л , состоящие из двух ломаных линий си. рис.28.
Как показывают теоретические кривые зависимости Q. и М в концевом сечении узла УНС см.рис.24, величины их определяются при большом эксцентрицитете прочностью швов стенок, при малом эксцентрицитете , при относительно большой величине поперечной силы - прочностью швов стенки или прочностью планок.
По этим же кривым видно, что наименьшее значение момента М соответствует наибольшему эксцентрицитету, т.е. чистому изгибу -40 и определяется прочностью швов стен¬
ки М -Мпр ш.Поэтому в запас прочности при определении разгружающего опорного момента Моп для всех балок, независимо от их реакций можно пользоваться диаграммой М,Л со значением предельного момента, равного Мпр ш - предель¬
ному моменту швов стенки при чистом изгибе.
Данные испытаний однопролетных балок
Испытывались 3 балки с соединениями УНС, пролетом 4,1 м, по 2-м схемам загружений:
БЗО II - 130, I-я схема - до разрушения, а1р 23,5 т,
2-я схема - в упругой стадии
БЗО 21Б-130, 1-я схема - в упругой стадии УНС с болтами
2-я схема - до разрушения, Рр 21 т. ’
Б22 Ё 21-122, I-я схема - в упругой стадии;
2-я схема - до разрушения, 9,44 т.
Загружения принимались:
1-я схема - сосредоточенная сила в середине пролета;
2-я схема - две сшш на расстоянии от опор 1,07 м.
При испытаниях производились измерения прогибов, напряжений моментов и углов поворота концевых сечений. Все опорные соединения УНС показали четкое частичное защемление на
48
опорах, разрушение произошло при деформациях балок, значительно превышающих нормативные прогибы, при работе их в пластической стадии табл.6.
Таблица 6
Марка
балки
Схема
Деформации балок
Прочность балок
HUllU
таний до разрушения
р
' U.4M
Р
РазР
р
с-ЦМ
Р1пр
т
Р„Л
т
р
гра-ър
Т
Вм
БЗО II
1-я
0,765 1:180
0,0162 14,75 16,8
23,5
1,39
Б80 2 IE
2-я
0,856 1:134
0,0200 14,12 16,05 21,0
1,31
Б22 21
2-я
0,848 1:124
0,0220
6,94
7,83
9,44 1,21
Как видно из табл.б, в связи с защемлением на опорах разрушающие усилия балок возросли на 21-30. На рис.29 и 30 в качестве примера, изображены некоторые данные испытаний балок 30 II и БЗО 21.
Анализ работы балки при повторных загружениях
При частичной разгрузке момент в узле может быть найден по диаграмме М, L , следующим построением см. рис. 31. Параллельно линии полной нагрузки Р , Мзащ JL0 проводится линия, соответствующая новой уменьшенной нагрузке
РП0СТ. ПРИ ЭТ0М inoor_. Р„ОСТ
о
Точка пересечения линии Мзаии пост пост. 0 ПРЯМ0Й 1-0 разгрузки определяет момент в узле при уменьшенной нагруаке.
При полном разгружении в результате преодоления остаточных деформаций силами упругого отпора балки в узле возникав отрицательный момент - Мразгр
Проследим поведение узла при разгрузке. Когда момент в узле упадет до нуля, на балку еще будет действовать некото-
49
a g
Рис.29. Данные исштаний балок Б30- Л II,а схема испытаний; б линии измеренных прогибов оои бачки; в зависимость p-f для середины балок, расчетная зависимость при шарнирном опирании; то же при жестком опирании; г зависимость Р- дчя концевого сечения балок:
линии разгрузки
рая нагрузка PQ. Остаточная деформация угла Л не будет в этом случае стеснена отпором балки, так как концевое сечение самой балки под действием нагрузки Р0 повернется на тот же угол. Дальнейшую разгрузку представляем, как загрузку балки и узла нагрузкой противоположного направления до величины - Pq, В этом случае суммарная нагрузка на балку станет равной нулю. Зная кривую -М, узла в зоне отрицательных значений моментов, аналогично построению в положительной зоне,, находим момент - М pa3rpJ. соответствующий полной разгрузке балки. Этот момент определится точкой пересечения кривой -', ,1 и прямой , отвечающей нагрузке -Ра,
О'г-тгюз тлуювдя остаточная деформация при полной разгрузке Oii. uHJtVi' О j.1 20ЧК0Й X ОСТ.
16
12
8
4
О
t6
г
в
4
О
д
'At й
U
400800т1600 МТ™
р
16
2
в
4
о
16
12
8
4:
о
и
.'X
f
f
у
i
JL
у
у
20 30 40SO 60 г с
Z4 S в 101214 16 2022 24
Рт 2
т.аогоо
1
—г f
А
- ,
Щ
i
Г
М
0029 1017
Г
f
Ш-н 1 1
Рис.О Данные испытаний балки БЗО - 216
I
Сз
5
саГ
1
I
г,схема испытаний; бзпюры аоиенто при раз¬
личны. загсужениях; б зависимость p-fp-м для середины балки; гзаБисимостьлля концевого сечения бал:и; дзариси;иссгъ iu;n середины балки; еграик зависимости р-2 положения нулевой точки эшсры моментов
Условные обозначения - см.сис.29
Рис. 31. Схема работ соединений УНС при повторных загружевинх
Последующие нагрузки и разгрузки балки и узла будут происходить по закону пряной линии 2, О, I, О, 2.
Таким образом, мы установили, что в случав работы узла за пределом упругости при изменении нагрузок будут возникать знакопеременные усилия в узле только э том случае, если нагрузка упадет ниже величины Р0; если -Mpa8I J будет больше j- UTJ , то в узле будут возникать знакопеременные пластические деформации. И наоборот, если разгрузка не упадет
ниже Р0т.е. если доля постоянной нагрузки Рпост Р
к полной нагрузке Р
гпост.
по отношению
будет больше или равна то напряжения в узле при изменении нагрузки не будут менять знака.
52
Выводы, относящиеся к многократным загружениям, носят общий характер и требуют количественной оценки. Испытаний на многократное загружение не производилось, за исключением испытания образца из двутавра 140 - на 40-кратное загружение при угле ограниченного поворота — и поперечной силе в узле
ft 78 т 0,7 АЛр.11осле испытаний дефектов в узле не обнаружено.
На основании исследования работы балок с узлами УНС можно сделать следующие выводы:
1. Узлы УНС достаточно надежны и прочны при статической стационарной нагрузке. Для широкого диапазона балок ограничением высоты I планок УНС может служить предельная продольная деформация крайнего растянутого участка узла, равная
Д Прв в 2,6 мм, при которой J. С А„р
2. При повторных нагрузках не допускается знакопеременных пластических деформаций и всегда должно соблюдаться условие
upaarpJ ЕМТ3
3. При весьма малом количестве циклов загружений возможна работа узла и при знакопеременных напряжениях при полной разгрузке балки.
4. При малом числе циклов загружения узел достаточно надежен при отсутствии знакопеременных напряжений, причем постоянная нагрузка не должна быть меньше величины PQ рис.29.
5. При большом числе циклов загружений статической нагрузкой узел жизнеспособен при упругой его работе, что соответствует ММТ
В работе исследовано только вязкое разрушение узлов, но не изучены: вибрационная прочность узлов, работа узлов в условиях низких температур, вопросы концентрации напряжений в узле и сопротивляемость его хрупкому разрушению,
б.ОДНОВРЕМЁННОЕ ДЕЙСТВИЕ В СОЕДИНЕНИИ
УНС МОМЕНТА, ПОПЕРЕЧНОЙ СИЛЫ
И НОРМАЛЬНОЙ СИЛЫ
При действии в соединении УНС только нормальной силы предельные несущие способности его элементов соответственно равны: для планок при растяжении
53
при сжатии
NCapn„'2flj-6rt
для швов при растяжении
Р
пр.щ
при сжатии
Nftp. Ш " т Ьщ 'р-ор - np.flf
для стенки балки
Nnpcr d у
lh d’' e4F,6r
где F - площадь сечония балки.
Как показывают специальные исследования при сравнительно небольших нормальных силах Н 0,4 Nnf при одновременном действии момента М, поперечной силы 1 и нормальной силыН в продельном состоянии для всех элементов узла имеет место условие: f
мг h аг И1 "
Кр пр "Р
7. МОДИФИКАЦИИ УНС
Соединения с вырезами полок балок
Такие соединения встречаются при примыкании вспомогательных балок к главным в одном уровне, при котором приходится вырезать одну или две полки вспомогательной балки.
Предельная поперечная сила в стенке по сечению выреза полок составляет dT
пр. сг 3 сг '
При этом должно быть выдержано условие
Q сг ,
np- j5
Предельный момент чистого изгиба в стенке определяется формулой г г
М -GY- --1— -six Lnl
пр с г °г о ст -6т1,5
54
При совместной действии Мсг и 0L в стенке, они связаны условием 0х з.
Крст °'"рст
В остальном расчет узлов с вырезами полок балки не отличается от расчета основных УНС; коэффициент - следует
принимать равным нулю,
В табл. 7 приведены сравнительные данные о предельных нагрузках для соединений с вырезами полок.
Таблица 7
Соединение
вырезами полок
Сравнительные данные
1C
балки
Характер
разруше¬
ния
т
Mpa.jp
тем
в
СМ
Тип соединения
разр
Г
МРР
ГСМ
е
СМ
I 22
выпучивание
стенки
28
155
5,5
УНС на 2-х накладках
34,9
80
2,3
разрушениР
углового
шва
15,2
10
0,7
УНС на I-й накладке
16,0
26
1,6
I 30
выпучивание
планок
16,1
485
30
УНС на 2-х накладках
16,0
480
30
I 40
выпучивание и трещина в раст.зоне стенки
84,0
400
.8
УНС на 2-х накладках
108,0
90
0,8
разрушение углового
шва 59,0
70
1,2
УНС на I-й накладке
62
80
1,3
Соединение на I-й накладке.
Данные экспериментов показывают, что соединения с вырезами полок несколько более деформативны, прочность их одинакова при небольших поперечных силах, при больших поперечных силах происходит снижение прочности, поскольку несущая способность соединений с вырезами полок в этом случае определяется прочностью на участках выреза.
55
Соединения с трапециевидными накладками
Трапециевидные накладки имеют ряд существенных преимуществ, так как они:
увеличивают момент сопротивления угловых швов; уменьшают длину сжатых кромок накладок; распределяют усилия по большей площади стенки балок; увеличивают высоту накладок в основании накладок; увеличивают высоту швов в основании накладок и тем самым дают возможность перейти от стыковых швов к угловым; устраняют кратеры у концов вертикальных угловых швов Расчет соединений этого типа в данной работе не производился, но он может быть сделан на основе аналогичных предпосылок.
0,45
Q40
О 35 0.30 Q25
о,го
0,15 Q0 Ц05 О
л
i
Ikb
1
1 1 ’ВКо.5тм
г
1
60
м
-" нэшп54ба,м1лъ
1 -"Я
Irak
L600
rT"
PMS
Tilf’A
Ihi
r CM
ча1о,я4ь
.
2 В
M
1
1
:л
130
к
т J W
лп 1
ШР1
Р
f
е i
N V
Н I I Н I 11 li.ii.ii
Рис.32. Графики экспериментальной зависимости для УНС с трапециевидный закладками при одновременной действии изгибавшего момента и поперечной силы при эксцентриситетах 15 и 60 см
_ Образцы ооновного типа на рис.16
о - условный предел текучести
П6 - 472x3.4 1605 том
5 jvi
Ni N й
56
Определение предельного момента в шинках Ми- при
действие йдр
Определпве предельного момента в швах Мш при дейотзня Qnp
2
СП
су
Mi
та
са
.
езг
-к
51
5
Жесткое крешееняе
Шарнирнее крепление
а
SL-
nptut
ы"" м.
а р
Мш
.1 4 T.J_
Г° Г° 65 Мар I г.й8М™.-а„
М J лл
прмл 1
пр-ш
Mrю.ш
апФ'при Нот'8'Нр.щ
I 2М
ты
тм
тм
т
ТН ТМ ТМ
Т
балвг
60
0,83
0;82
1,5
2,70
6,2
7,8
8В4
7,5
0,20
0,32
0,36
0,94
0,19
0,40
0,92
0П
0,24
0,35
3,0
0,19
0,08
0,10
80
0,62
0,83
15
2870
6,3
92
11,3
10,1
0,36
0,21
0,44
0,90
0,32
0,49
0,87
0,18
0,40
0,58
5,0
0,32
0,15
0,17
100
0,50
0,85
15
2,66
6,4
10,6
14,0
12,6
0,57
0,33
0,53
0,85
0,48
0,59
0,81
0,27
0,60
0,87
7,5
0,48
0,23
0,26
cS4
120
0,42
0,8
.1,47
2,63
6,4
12,0
. 16,8
15,1
0,82
0,48
0,60
0,80
0,65
0,66
0,75
0,36
0,80
1,16
10,0
0,65
0,34
0,38
m
0,36
0,90
1,26
2,47
6,3
13,7
19,6
17,6
1,11
0,65
0,65
0,76
0,84
0,73
0,68
0,44
1,02
146
12,8
0,84
0,45
6,52
V‘
'Ч
150
0,33
0,93
1,15
2,37
6,3
15,5
21,1
18,9
1,28
0,75
0,68
0,73
0,94
0,76
0,65
0,49
1,14
1,63
14,3
0,94
0,52
0,60
Сг -
180
0,28
1,00
0,98
2,20
6,2
18,7
25,3
22,7
184
1,08
0,72
0,69
1,27
0,80
0,60
0,65
1,45
2,10
18,2
1,27
0,76
0,87
V,-.
200
0,35
0,81
1,22
2,54
7,8
22,3
37,5
33,6
3,02
1,78
0,60
0,80
2,41
0,66
0,75
1,34
2,23
3,57
22,3
2,41
1,24
142
11 3
230
0,30
0,88
1,05
2,3
7,8
26,4
43,0
38,6
400
2,36
0,62
0,78
3,12
0,68
0,73
1,72
2,64
4,36
26,4
3,12
1,65
. 1,89
260
0,27
0,94
0,94
2,30
8,1
30,8
48,7
43,7
5;и
3,02
0,63
0,77
3,94
0,-70
0,71
2,14
3,08
5,22
30,8
3,94
2,II
2,42
s'
290
0,24
1,00
0,84
2,12
8,0
36,5
54,3
48,7
6:,3б
3,75
0,67
0,74
4,71
0,75
0,66
2,48
3,65
6,13
. 36,5
4,71
2,63
3,00
гг
340
0,21
1,07
0,73
2,00
8,1
45,9
63,6
57,2
8,75
5,17
0,69
0,72
6,30
0,77
0,64
3,31
4,39
7,80
43,9
6,30
3,62
4,14
390
0,18
0,95
0,63
2,04
9,2
53,5
91,0
81,8
14,40
8,49
0,59
0,80
11,50
0,66
0,75
6,36
5,36
11,72
53,6
11,50
5,95
6,79
CJ
л
430
0,16
1,03
0,56
1,95
9,5
64,2
101,5
90,3
17,50
10,30
0,63
0,77
13,45
0,71
0,70
7,22
6,42
13,64
64,2
13,45
7,22
823
FI
470
0,15
1,11
0,52
1,35
9,7
75,9
III,0
98,7
20,90
12,31
.0,68
0,73
15,25
0,77
0,63
7,77
7,59
16,36
.75,9
15,25
8,63
9,83
Т Т 2 ф JL
2,0
3.1
4,4
5,9
6.7 9,3 12,6
16.1 19,8
23.7
30.8 47,2 545 61,7
С,1 14 ГД 16 Г1 18
Ц1 20
Д 22 ,1 24 I 27
I
I
I
I
I
I
I
I
30
33
36
40
45
50
55
60
I. Характернейшей сталиs R 2100 кгса2 ев1300 кгсм2;
2о Харектеристшса металла шва 1500 вгяя2
3 - тол поворота опорного евчешш шрязфво-опвркои " расчетной нзгпузки При равномерно рз спреде; шшпгавд угол 3. соотзёствует оетссителаасиу Ерогкф бётаШ 02 вормавшнов нагрузка при ховМшдаш перегрузки я 1,2, равному:
щш —L. - -i- при -1—А
0 150 L 600
1,65
65
4 Ввзгружаяяре вяаяшго опорного момента оп7 балки учитываете еошоотъш з том случае, если угол поворота опорных констртацяй колонны, главных балок ог М я превышает 20 от Л„т L
if
о 150
5 пи —I— спорные моненан определяются
150 а 65 ПО ИЕ50ШОЛЯЩШ в
6в Нри действия в узле нормальной сила W предавшая несущая способность узла Q'np. Рааяаг при аестком крйпдйяии я ГЪ V Ti7
"ори
щш вашнрном кшшеяяа г
Я
пр. Ш
ГР Q
Пр. ш
Гоыетщчвств размеры и определение несущих способностей втшшшй УНС на двух накладках
7кгРш -мг
. Q
пр.
"пр. иг
“ ПРИ растяжении;
G,8f
. яр. щ
np.tsi
0,841
i,zi ti-ZpR - при езатии
Зак.6
faftiara
тем
3
3
12,2
14.0
15.8 17,7
19.5 21,2
23.9 26,4
29.0
31.6
35.0
39.3
43.4
48.0
52.0
80
80
6
6
2,24
40
60
т п. А'.
1,5
3,5
3,4
8,4
5,0
5,1
20,4
5,35
16,4
100
80
6
6
5,03
60
80
5.Л ”
10
1,5
3,5
4,3
11,2
7,6
6,5
36,2
12,0
26,2
НО
80
6
6
6,85
70
90
Й
ъ
IgO
1,5
35
498-
12,6
8,8
7,3
45,8
16,3
32,3
130
80
6
6
11,3
90
ПО
и
1,0
1,5
3,6
5,8
15,4
11,3
8,8
68,8
27,0
45,2
150
80
6
6
17,0
Hi
130
1.0
1,5
3,8
7,0
ТР р
ivj и
13,9
10,5
95,6
40,4
63,1
170
80
6
6
23,6
I3i
150'
" -к
1,0
1,5
40
8,2
21,0
16,3
12,4
127,5
56,5
84,9
200
80
6
6
35,8
16
5
180
-о
Ч.
-5 1,0
1,5
4,2
Х0Э3
25,2
20,1
15,6
183,7
85,5
125,9
220
100
6
6
45,3
18
5
200
;г
w 1,0
1,5
4б
12,3
28,1
22,7
18,6
226,7
108,3
165,2
250
100
6
6
61,7
21
S
230
Т й
V. t
1,5
4.5
15,2
32,3
26,4
22,7
300,0
147,3
229,6
280
100
6
6
80,6
24
260
т о 1,5
ч
18,2
36,5
30,2
27,3
383,0.
192,5
308,7
310
100
6
6
102,0
27
3
290
гг-
0Э93 1,44
X к
21,4
40,7
34,0
32,2
476,8
2436
387,5
360
100
8
8
191,1
32
340
Is0
1,5
61
26,8
63,6
53,7
40,2
873,9
456,2
585,1
410
100
8
8
255,5
37
'S
590
iS
1,0
1,5
6S7
339
73,0
62,1
50,6
1149,8
609,9
838,3
450
100
8
8
3D,7
41
3
30
о“
к
0S96 1,47
7,1
40,1
80,4
68,8
60,2 1397,8
748,9 1073,1
490
100
8
8
377,9
45
3
470
030 1,42
5S
46,0
87,9
75,5
72,0
1670,0
902,2
1350,0
cS
6Т
Определена
планет
б.
пр
л.
М при действия G
пр
м
аг_
м
пр. ПЛ
м
ад
тем
швы
а
а
SB-
пр.ш.
М.
м,
пр. ш
м
ш
тем
Жесткое крепление
"Т"
стенка
I
1 оЭ°ж
S
а
5Е_
прег
Шарнирное крепление
5 -52. Ь4 J ОД SSO
' саг I СЗ ев 'Д I NW
0,27
0,35
0,37
0f38
0,39
0,39
0,41
0,44
0,47
0,50
0,53
0,42
0,46
0,50
0,55
0,96
. 20,0
0,46
0,87
4,65
0,45
0,87
0,93
33,6
0,51
0,86
10,3
0,60
Of 79
0,93
42,7
0,53
0,84
В,7
0,65
0,75
0,92
63,3
0,52
0,84
22,7
0,67
0,74
0,92
88,0
0,50
0,86
34,7
0,67
0,74
0,92
117,0
0,50
0,86
48,6
0,67
0,74
0,91
167,0
0,51
0,85
72,5
0,67
0,74
0,89
202,0
0,54
0,84
91,0
0,67
0,74
0,87
261,0
0,58
0,82
121,0
0,67
0,74
0,86
330
0,60
0,80
154,0
0,67
0,74
0,85
405
0,63
0,77
188,0
0,67
0,74
0,90
785
0,50
0,86
392,0
0,67
0,74
0,88
1010
0,54
0,84
512,0
0,67
0,74
0,86
1205
0,58
0,82
614,0
0,67
0,74
0,84
1405
0,64
0,77
695,0
0,67
0,74
143 6 о
Ъм
3 О
о 6 о ,0
0
„.о
43510
62010
70
9Й0
0,8-M‘Q
ЛРЛТ -ПОИТ
,riMWKT
при 1 пр ЛИ В120 1В200 1Вд270
I8S4
31,2
37,6
46э8
56.0 66.; О 825
123.0
152.0
182.0 214,0
268а О
337-0
23 s О 41 5 51,3 69э5 90,7 114,6
155.0 2140
273.0
336.0 402в0
660.0 849,0
2р 3,9 4.,7 5,8 70
20,4
33.6 51,3
37.6 52,0
8,2 114,6
10.3 155,0
12.3 202,0
597 8,4 П94 18,9 28,3 39,6 60,0 75,5
493
9.6
13.0
21.6
32.2
45.0
68.2
86.0
401,0 Ю15
15.2 261,0 103,0 117,0
18.2 330,0 134,0 152,0 21,4 402,0 171,0 195,0 26,8 660,0 320,0 362,0 33,7 849,0 427,0 485,0 40,Ijoj5o 524,0 5955О
0,50 1Д0 1,60 2,60 3,70 4,40 6,96 7,80 10,30 12,90 15 э 80 24,80 32,70 39s90
0,60 1,02 1,24 I 74 2,35 3,21 4,67 6,03 8,20 10,70 13,30 18,90 25,80 32,00
480,0 1175,0 48г0 11750 632,0 720,0 46,80 38,60
21,20 26,50
32,20 130
i,SS
гактеристика стали': R 2100 цгсм2; ,Rep43Q0 nfw
эакзераегика металла шва Rs 1500 кгсм2.
— угол поворота опорного сечения шарнирно -ошзргой балки расчетной нагрузки При равномернорарпрееленной нагрузке
н
зному
4, Разгружащее влияние опорных моментов для 6. При действии в узле нормальной силы f предельная банки учитывается полностью только в том несущая способность узла СИдр равна
при жестком креплении: —
1И ttarpjaius upa jjasinueaGjjinj
ш d0 соотвествует отноемтельному прогибу балки fL нормативной нагрузки при козфф.перегрузки д Ld , иону nps , _ I _ f _ I. nra
случае, если угол поворота опорных конструкщш колонн, гл. балок от м не превышает 2щ от U0 ш JL I
О
еометричеснае размеры ж определение несущих способностей УНС Ра двух планках с- внреэаш полок балок
150
rt г _ j
пр V 0-яр I np.CT j
А
БО
Б00.
при J
65
I.
250’
гч1_-Л-
150 65
опорные моменты определя¬
ются по интерполяции.
при шарнирном креплении
а L’.a
пр ti w яр 'np.cr
пр ст
tJa
"Р а ; : ,
“np-cf
ft.
- при растяжении
Н JLzjZ-hzM-I-R “ скаета-
ст 0G ' V
Зак.о
Можно предположить, что соединения на трапециевидных накладках имеют большую жесткость и прочность, чем УНС "нормального" типа; этот вывод подтверждается экспериментальными данными.
На рис,32 изображены графики 6 образцов с соединениями трапециевидных накладок с болтами; их прочность ка 15 - 30 больше, чем аналогичных узлов с прямоугольными накладками. Изгибная жесткость их также выше.
В табл. 8 приводятся данные о сравнительной прочности соединений из I 30 при испытаниях.
Таблица 3.8
Соединения е трапециевидными накладками
Сравнительные
данные
Характер
разрушения
г
Мраър
: Г
е ;
см
Тип соединения
“ риър Мразр г 1 г
е
СМ
Выпучивание стенок, разрушение угл. швов
63,0 380 6,0
УНС с
2-мя накладками
Разрушение углового шва
I
36,0
Выпучивание стенки балки 28,6
Разрушение стыковых швов
.2
Выпучивание' накладок
2
40
13,7
УНС с 1-й нак140 3,9 ладной
УНС с
О 15 2-мя
наклад¬
ками
ч УИС с 960 261"' болта-
ми
815 60
D
Соединение с 1й накладкой
56.0 289 5,1
30.0 130 4,3
29.0 МО 15
29,33 440 I
10.0 600 60
Соединение с оолтами Зксцентриu.те относительно стыновьа швов.
Узлы с трапециевидными накладками при жесткой креплении практически не увеличат несущую способность на поперечную силу, так как последняя будет определяться прочностью стенки, но разгружающие опорные моменты увеличатся на 15-30. При креплении балок с соединениями этого типа к поворачивающемуся контуру шарнирное крепление несущая способность узла на поперечную силу увеличится за счет лучшей работы овов на изгибающие моменты.
Соединения на одной накладке
Соединения этого типа с одним угловым швом могут быть применены в тех случаях, когда опорные реакции не велики. Отличием этого соединения от УНС "нориального"типа является асимметрия накладок и швов, что значительно усложняет расчет.
Однако данные испытаний показывают, что прочность этих соединений, по сравнению с УНС на 2-х накладках, снижена не более, чем в 2 раза при сохранении значительной деформативности. Данные о их предельной сравнительной прочности приведены в табл. 7 и 8, Все соединения на одной накладке разрушились по угловому шву.
Соединения этого типа имеют одну особенность, которую необходимо учитывать при их использовании в жестких креплевиях.
При односторонней накладке прочность шва стенки ограничивает предельный момент в узле УНС. Этот момент не в состоянии вызвать пластические деформации в стенке балки. Поворот концевого сечения балки происходит, в основном, в результате деформации шва стенки и накладки.
Поэтому при больших углах поворота Л0 и достаточно высоких планках возможно разрушение шва стенки Для предотвращения этого разрушения узлы УНС этого типа рекомендуется ограничить условием:
-U0.5
где А смещение крайней растянутой фибры планки Д -g- oi„
Д - предельное перемещение фибры узла УНС, равное 2,6 мм.
пр
58
8.0ПРЕДЕЛЕНИЕ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ РАЗМЕРОВ И НЕСУЩИХ СПОСОБНОСТЕЙ УЗЛОВ HR НДКЛЛДКЯХ СТЕНОК ДЛЯ ДВУТАВРОВЫХ И ШВЕЛЛЕРНЫХ БЯЛОК ПО ГОСТ 8239-56 и ГОСТ 8240-56
Изложенные в настоящей статье материалы позволяют дать конструкцию и установить расчетные несущие способности для опорных соединений прокатных балок на парных накладках двух типов
1 без вырезов полок балок рис.33 и 34,
2 с вырезами полок балок рис. 35
Рис.3J.Узел примыкания балки с вертикальными прямоугольными накладками к колонне :1-подкладкэ по толошне стенки балки; 2-оЕЗЛьные дыры в планках;
3-временные болть нормальной точности: rf20 для I 30-ь0;
I6 для I 14-27
4-монтажный шов встык; 5-монтажные угловые Шы;6-заЕ0дской шое на подкладке; 7-заводевив угловые швы.
Примечание:при с ставить один временный болтпри 140та2ДО ставить два временных болта, приРВО ставить три временных болта.
59
аЧРО для I я: ЪОтбО
Рис.34. Узел примыкания балок с вертикальными трапециевидными накладками к колонне. 8-заводские угловые швы. истальные обозначения и примечания см. рис.33
60
Рис.35. Узел примыкания балки с вырезами полок к главной
балке.
9 - засверловка отверстия 4 19 мм до вырезки полок балки. Остальные обозначения и применения см. рис. 33
Рекомендуется для каждого номера балки применять один типоразмер УНС независимо от величины опорной реакции и слозоЗ. крепления - жесткого или шарнирного,
61
Геометрические размеры
Длина накладок принимается максимально возможной; ширина - 80 им для балок с- 14 до 27,
-100 им для балок с 30 до 60; зазор - 20 мн.
Толщина накладок назначается равной высоте катета швов.
Геометрические размеры соединений приводятся в табл.9 и
10 и на рисунках 33,34 и 35.
Приварка прямоугольных планок к колонне иди главной балке осуществляется швами встык на подкладке толщиной, равной толщине стенки. В этом случае обеспечивается равнопрочность планок и сварного соединения.
Можно избежать необходимости использования прокладок, применяя трапециевидные планки. На рис.34 показан узел УНС с трапециевидными планками, несущая способность которого равна несущей способности узла с прямоугольными планками и может определяться по тем же таблицам 9,10.
В этом узле отсутствие подкладки и подварки корня шва встык компенсируется увеличенной высотой планок у колонны или главной балки.
Расчет несущей способности
Рассмотрим жесткое крепление балок с помощью узлов УНС, когда поддерживающая конструкция колонна или главная балка не поворачивается вместе с узлом УНС и поворот концевого сечения балки происходит только за счет деформаций узла УНС. Расчет ведем следующим образом:
I. За предельную поперечную силу Я. в узле принимаем меньшую из двух сил:
а т Rcp J d f S
или, полученную из условия:
где Мш и МЛЛ - предельные момента соответственно в овах и планках при действии их совместно с 4 см. 4;
62
О, 8 - коэффициент условий работы, учитывающий работу соединения за пределом упругости
2. Для обеспечения равнопрочности швов и стенки и, следовательно, обеспечения поворота узла УНС за счет пластических дефорыаций в стенке толщины швов назначаются из усло¬
вия:
к г'4-tL ‘ 1
3. Толщины планок назначаются равными толщине швов Г 1
4 Определяются значения предельных моментов при чисток изгибе для швов Млр и планок Мпр м
с6
пр.ш -. Y W
орп в- “
w _ 09
м пР. ал к 4 где: 0,9 - коэффициент снижения несущей способности из-за отсутствия контроля качества стыковых швов.
5. Определяются значения предельных поперечных сил при
чистом сдвиге для швов GL. и планок Ч„„
eg т ш „ " л
Ипрш-1г 4,4-h J
WV2f -1-W
6. Проверяется условие:
Q 08 12 пр. ui v' пр
где 0,8 - коэффициент условия работы, учитывающий работу соединения за пределом упругости. Если это условие не выполняется, то, соответственно,уменьшается Чпр или увеличивается кш.
7. Определяются значения предельных моментов в швах
Мщ и планках 11„л при действии их совместно с пр из условий:
2 пс ч
8. За предельно-возможный момент Ммр в УНС при действии принимается меньшая из величин:
пр
Мм или мш„р а.
Расчет узлов УНС сведен в табл9 тип.1 и 10 тип П для всего сортамента балок по ГОСТ 8239-56 и ГОСТ 8240-56
При принятой методике расчета узел в состоянии воспринимать поперечные силы меньшие или равные Орр практически при любых прогибах балок, так как при воздействии 0-пр и М„р узел допускает поворот концевого сечения балки на угол Л , равный об 0,026, что соответствует относительному, прогибу при равномерно распределенной нагрузке , равному 1_
t " 124
При меньших значениях углов поворота концевых сечений балки момент в опорном сечении балки будет меньшим. Он может быть найден графически с помощью диаграммы Л , М.
Опорный момент в концевом сечении узла УНС зависит от величины реакции балки и тем меньше, чем меньше реакция балки Наибольшая его величина равна Мпр ; наименьшая - опреде¬
ляется соответствующим построением на диаграмме М, Л узла УНС для случая 6 оО. При угле поворота свободно опертой балки, равном Л0 — , что соответствует
относительному прогибу _1_ м. 0 7 м
gQQ ' ал мин р.ш Р
угле поворота 0 —— прогиб -J— мОашн0в '
65 250
’ Мпр. ш Эти значения лрио'лизительно постоянны для всех балок. Оки приведены в табл,9 и Юи могут быть использованы в целях облегчения балок за счет разгружающего влияния опорных моментов.
В этих же таблицах приведены значения предельных поперечных сил пр в узлах УНС для случая чисто шарнирного крепления. В этом случае задача статически определима. Несущая способность узла определяется прочностью швов стенок, загруженных предельной силой Qnp и моментом Йпр L. Значение Лпр определяется из уравнения:
oanpJ тярш
64
Q i пр ш
11 p.u
0,8 - коэффициент условий работы, учитывающий работу соединения за пределом упругости. При этом fl„p принимается не более, чей 0.
Максимально допустимая поперечная сила в узле УНС, таким образом , зависит от жесткости опорной конструкции колонны, главной балки. Если угол поворота опорной конструкции от Моп не превышает 20 от L0 , то 0.яр принимается, как для
жесткого крепления, в противном случае Q_np сечется, как для шарнирного крепления.
При дополнительном действии в узле УНС нормальной силы условно можно принять в запас прочности, что мсшеиты в узле
при жестком креплении остаются теми же, что и при действии
только поперечной силы и момента. Б этом случае,на основании условия 6 предельная поперечная сила 1Пр в узле рав-
лрш
т npiu
При шарнирном креплении в случае действия нормальной силы в узле предельная поперечная сила 0„р равна:
П -'"ум. л л
Цв у “-"р
"flpuj
Здесь 2п - предельная поперечная сила в узле при отсутствии норальной силы М ,
ц ; - при растяжении
Т" 0,817
"W wi ’ ' tts
Сравнение расчетных несущих способностей соединений УНС с данными эксперимента
Сопоставление табличных несущих способностей УНС с результатами экспериментов показывает, что они существенно различаются. Так, на рис.36 графически изображены в координатах М, 01
65
а
Рис.36. Предельные изгибающие моменты Мт и поперечные оилы Qnp соединений двутавров I I 22,30,
40 о узлами УНС
а соединения на парных накладках,
б соединения на одиночных накладках,
Условные обозначения:
О - соединения на парных прямоугольных накладках,
□ - то же с 2-мя болтами, д - то же с вырезами полок балок,
л - соединения на одиночных накладках,
- разрушение соединений по угловым о швам,
ф А - то же по стенкам балок,
Ов - то же выпучивание накладок,
с - то же разрушение по стыковым швам,
22 - расчетные значения 0, и И для соеди¬
нений УНС-по таблице 10, расчетные значения Q и М для соединений на одиночных накладках уоловно приняты в размере 50 от расчетных О и М для узлов с двумя накладками
66
результаты испытаний образцов соединений УНС I и П типа; для сравнения приведены табличные данные для балок I I 22,30,40 Рассмотрение этих данных показывает, что для соединений УНС I-го типа точки располагаются кучно, в виде эллиптических областей. Характер разрушения образцов этого типа - выпучивание планок и разрушение угловых швов при наличии моментов и выпучивание стенок - при больших поперечных силах. Соединения с болтами, испытанные только при значительных изгибающих моментах, показали более высокие результаты, так как выпучивание планок в какой-то степени предотвращалось болтами.
Соединения 11-го типа с вырезами полок балок показали небольшое снижение несущей способности из-за разрушения стенок балок в растянутой зоне рис. 36.
Трапециевидные накладой существенно увеличили прочность соединений как при значительных моментах, так и при больших поперечных силах см. 7.
Весьма существенное различие между расчетной и действительной прочностью соединений объясняется рядом факторов:
а превышением действительных механических свойств стали и швов над расчетными характеристиками 32-34
стенок оалок - бт 32-34 кгмм2" ' 5
планок - 6Г 26 - 28 кгмм2 сварных швов лобовых
ho 37,9
37,9 КГШ2 — 2,5
сварных швов фланговых W'op
0,817. flop 31 кгмм2 ftcS 2,06
б Различием в действительных и расчетных размерах сечений угловых швов
IV 0,855 ; Р--85 1,22
0,7
в Различием в действительной и расчетной длине угловых
1-1 - г см.
г Принятие.: коэффициентов условий работы при различных силовых воздействиях
0,8 0,9; J 1,1 v 1,25
0,8 -г 0,9
67
д Упрочнением материала стенок за пределом текучести в связи с ограниченностью области развития больших пластических деформаций
Важно отметить, что по данным 59 испытанных соединений отношение их предела текучести к пределу прочности составило
0,495 0,66 0,688 ’
в том числе, для 24 соединений , испытанных с начальным поворотом _1— это 0ТН0шение составило
100
0,61 0,86
0,724
Следовательно, область упругой работы соединений УНС в действительности значительно обширнее, чем по расчетным предпосылкам.
Таким образом, можно констатировать, что соединения типа УНС имеют высокую надежность и прочность во всем диапазоне моментов и поперечных сил.
9. ВЫВОДЫ
Несмотря на большие конструктивные преимущества узлов УНС; область их применения ограничена из-за отсутствия представления об их действительной работе.
Отсутствует методика расчета узлов и оценка их жесткости в отношении поворота концевого сечения балок. Имеющиеся рекомендации по расчету узлов не полны и исходят из предпосылки, что соединяемые элементы узла накладки и стенки абсолютно жестки, что в действительности не имеет места.
Настоящее экспериментально-теоретическое исследование показало большие достоинства соединений УНС. Они обладают высокой прочностью и;вместе с тем,значительной податливостью. Изучение работы как отдельных элементов узлов, так и их конструкции в целом на различные сочетания нагрузок позволило выявить действительную несущую способность узлов УНС и его элементов.
Данные исследования позволяют снять ограничения на соединения типа УНС и расширить область их применения как соединении, обладающих большой простотой и надежностью.
68
На основании выполненного экспериментально-теоретического исследования можно сделать следующие выводы:
I. Разработана методика расчета соединений УНС, составлены таблицы несущих способностей и геометрических размеров этих узлов для прокатываемых двутавровых и швеллерных балок. При креплении балок к жестким опорным конструкциям рекомендован учет разгружающих опорных моментов, что увеличивает несущую способность балок на 10-20.
2. Выявлена и количественно оценена способность УНС к саморегулированию напряжений в сжатой зоне, ограничению этих напряжений вне зависимости от деформаций, что связано с различием работы лобовых швов на растяжение и сжатие. Определено соотношение между предельными силами в соединениях с лобовыми ивами при сжатии и растяжении.
3. Определены несущие способности всех элементов узла, с учетом податливости накладок, на действие чистого момента и на одновременное действие момента и поперечной силы в предельном состоянии. Выявлена зависимость между моментом в концевом сечении узла и поперечной силой в предельном состоянии, определяемая наиболее слабым элементом узла.
4. Разработана методика определения опорных моментов в балках с соединениями УНС на основе экспериментальных графиков зависимости II, X , предложены идеализированные графики для различных эксцентриситетов в.
5. Произведен анализ работы соединений УНС балок при переменных нагрузках с помощью графиков U, и намече¬
ны области применения этих соединений.
6. Исследовано напряженное состояние стенки балки в узле, показавшее вокальный характер распределения пик напряжений у концов угловых швов и их быстрое выравнивание по мере удаления от швов.
7. Сконструирована и испытана серия модификаций узлов на прямоугольных накладках стенок - на одной накладке, с болтами, с вырезами полок балки, с трапециевидными накладками и
с уменьшенными по высоте накладками, установлены их особенности и критерии несущей способности, даны методика их расчета и рекомендации по применению.
8. Проведено испытание однопролетиых балок с соединениями рассмотренного типа, подтвердившее расчетно-теоретические данные о высокой деформативности и несущей способности УНС и показавшее значительный эффект опорного защемления
Вместе с этим необходимо подчеркнуть, что при жесткой опорной конструкции в УНС балок развиваются пластические де формации, которые неблагоприятно проявляются при многократных загрунениям, динамических воздействиях и в условиях,способствующих хрупкому разрушению.
Приведенные в настоящей работе методика расчета УНС и таблицы их несущих способностей относятся к УНС балок, работающих, в основном, на постоянные нагрузки или при весьма мылом количестве циклоз загружений.
Выявление работы УНС при указанных специфических силовых воздействиях требует прозодения дополнительных экспериментальках исслздований.
ЛИТЕРЛТУРЯ
1.11.С.Стрелецкий. Курс математических конструкций, часть I Огройиздат. 1946 г.
2.С.А.Данилов. Исследование прочности сварных соединений. Стройпромгиз. 1964 г.
3.А.Р.Ржаницын. Насчет сооружений с учетом пластическнх свойств материалов. Огройиздат. 1954 г.
4.Н.М.Беляев. Сопротивление материалов. Наука. 1965 г.
5.Н.0.0керблом. Конструктивно-технологическое проектирование свариых конструкций, Машиностроение. 1964 г.
6.Г.Стетина. Выбор лучшего типа соединений элементов стальных конструкций. Гражданское строите льство,1ь63 г.
Й II.
7.С.Д.ЛеЙтес. Об упруго-пластическом изгибе балки прямоугольного сечения Известия Академии Наук СССР. Механика
и машиностроение 1961 г. 6.
8.П.И.Троицкий. Промышленные этажерки, Стройиздат. 1965 г.