CC BY
106
УДК 624.01/04 (02)
ГОРЕЛОВ Н. Г
Экспериментальные исследования работы холодногнутых сжато-изгибаемых поясных стержней несимметричного профиля
В статье приводятся результаты экспериментальных исследований поясного сжато-изгибаемого стержня структурной конструкции, изготовленного из холодногнутого профиля несимметричного сечения, дается анализ напряженно-деформированного состояния такого стержня под нагрузкой.
Ключевые слова: экспериментальные исследования строительных конструкций, структурный блок, поясной стержень, устойчивость при сжатии с изгибом, легкие металлоконструкции, холодногнутый профиль.
GORELOV N. G.
EXPERIMENTAL STUDY COMPRESSED-BENT BOOM COLD-DEFORMED ROD UNSYMMETRICAL BAR
The article presents the results of experimental study compressed-bent boom cold-deformed rod unsymmetrical bar of space frame; analysis of the stress-strain state of this rods under load is given.
Keywords: space frame, boom rod, stiffness of compressed-bent rod, light steelwork, cold deformed bar.
Горелов Николай Григорьевич
кандидат технических наук, доцент, зав. кафедрой Строительных конструкций и строительного производства Уральского государственного университета путей сообщения (УрГУПС)
e-mail: [email protected]
В связи с возросшей необходимостью строительства большого количества типовых зданий различного назначения, запроектированных в виде сквозных одно- и многопролетных рам с элементами из гнутых и гнутосварных профилей, активно развивается группа легких металлических пространственных конструкций для покрытия таких зданий, объединенных названием «структурные конструкции». В зависимости от конфигураций образующих поясных сеток структурные конструкции могут принимать в плане практически любую сложную форму. При этом в основе сеток закладывается регулярно повторяющийся многоугольник той или иной формы, позволяющий выполнить поставленную при проектировании задачу по возведению ограждающих или несущих конструкций и реализовать архитектурный замысел.
В данной работе рассматриваются только прямоугольные в плане структурные конструкции для использования, соответственно, в покрытиях прямоугольной формы, в том числе многопролетных и протяженных зданий средних пролетов (24...30 м). Покрытие собирается из однотипных монтажных блоков.
Геометрическую схему прямоугольной структурной плиты можно получить, исполь-
зуя в качестве ячеек поясных сеток четырехугольники квадратной или прямоугольной конфигурации. Взаимное расположение верхней и нижней поясных сеток одной относительно другой смещено на половину ячейки. Стержни раскосной решетки соединяют каждый узел одной поясной сетки со смежными узлами другой поясной сетки, при этом каждая из ячеек структурной плиты геометрически полностью повторяется в смежных ячейках, что говорит
0 регулярном строении конструкции. Реализация геометрической схемы конструкции в материальных элементах возможна разными способами. Так, данные конструкции могут компоноваться из:
1 Стержневых элементов с размерами расстояний между смежными узлами.
2 Длинномерных поясных стержней размером на несколько ячеек, соединяемых короткими (на ячейку) стержнями раскосов.
3 Пространственных элементов в виде пирамид и соединяющих их вершины отдельных стержней или плоских рамок.
4 Плоских вертикальных или наклонных ферм, соединяемых одиночными стержнями или соединительными секциями ферм.
5 Длинномерных пространственных ферм У-образной, треугольной, ромбовидной
Иллюстрация 1. Структурный блок, собираемый из отдельных плоских ферм. Автор Н. Г. Горелов
Иллюстрация 2. Пояса и раскосы наклонных ферм структурного блока покрытия. Автор Н. Г. Горелов
или трапецеидальной формы, объединяемых отдельными поперечными стержнями. К преимуществам комплектации конструкции структурной плиты по пунктам 1, 2 можно отнести высокую степень транспортабельности, отсутствие или минимальную необходимость в использовании подъемно-транспортных механизмов при сборке структур; к недостаткам — многодельность при сборке монтажных блоков. Использование при монтаже структур укрупненных элементов в виде пирамид и призм (по п. 3, 4) в значительной мере снижает трудоемкость сборки структурных блоков. Сборка конструкций из частей высокой заводской готовности — плоских ферм (Иллюстрация 1) или пространственных секций позволяет значительную часть работ по изготовлению структурной конструкции перенести в цеховые условия, сведя работы по сборке блока на монтажной площадке к чисто укрупнительным действиям с использованием соответствующего кранового оборудования. Следует отметить, однако, что при доставке на строительную площадку легких, но крупногабаритных секций возрастают транспортные расходы.
Используя возможности технологии изготовления гнутых профилей — образование отгибов полок и углов загиба стенок произвольной величины, — можно получить профиль для использования в поясах структур, более благоприятный для одностороннего бесфасоночно-го прикрепления пространственной конструкции элементов решетки,
чем простой уголок, прокатный или гнутый. Те же преимущества можно использовать при поиске рационального типа профиля для элементов решетки, в частности, это повышенная жесткость, равноустой-чивость относительно главных осей сечений, удобство прикрепления в узлах.
При объединении стержней верхнего и нижнего поясов раскосами получается раскосная ферма с параллельными поясами. Данная ферма, приведенная в проектное положение, когда стенки поясных профилей вертикальны, занимает наклонное положение и с пристыкованными смежными фермами образует складчатую систему. Дополнив полученную систему поперечными стержнями в уровне верхнего и нижнего поясов, получаем регулярную структурную конструкцию. Таким образом, пространственное расположение элементов определяется наличием в составе профилей поясов наклонных полок, к которым прикреплены стержни раскосов (Иллюстрация 2), выполненные из гнутых швеллеров или С-образных профилей.
Присоединение раскосов к поясам может осуществляться на сварке угловыми швами по границам контура частей стержней, находящихся в непосредственном контакте [1]. Имеется конструктивная возможность соединения данных элементов с использованием высокопрочных болтов.
Конструкция узловых сопряжений структурного блока разработана с учетом возможности пространственного примыкания раскосов
за счет отогнутых на угол 45° относительно вертикальной оси полок поясных профилей. Использование в качестве раскосных элементов разных типов С-образных профилей приводит к появлению узловых эксцентриситетов в вертикальной плоскости. Все стержневые элементы, включая пояса, испытывают сложное напряженно-деформированное состояние, вызванное одновременным действием продольного и поперечного усилия, а также изгибающего и крутящего моментов.
Расчет устойчивости поясных элементов по методике, изложенной в СНиП 11-23-81* «Стальные конструкции», не может быть применен для предложенного профиля из-за отсутствия в нормах данных для несимметричной во всех направлениях формы сечения стержней.
Иллюстрация 3. Геометрические характеристики профиля сечения. Автор Н. Г. Горелов
Иллюстрация 4. Оценка начальных несовершенств стержней из гнутого профиля. Автор Н. Г Горелов
Иллюстрация 5. Оснастка для испытания образцов стержней из гнутого профиля: а — стальные съемные фланцы для образцов стержней; б — схема эксцентриситетов приложения нагрузок. Автор Н. Г Горелов
Поскольку методики расчета тонкостенных стержней, разработанные В. З. Власовым (упругая стадия работы) и А. В. Геммерлингом (в упруго-пластической стадии) [2, 3] весьма сложны и из-за этого мало пригод-
Иллюстрация 6. Общий вид установки для испытания стержней: а — винтовой домкрат на первой опоре; б — динамометр, установленный на второй опоре. Автор Н. Г. Горелов
ны для использования в проектной практике, была поставлена задача получить полиноминальное уравнение для определения значения критической силы. Коэффициенты этого уравнения вычисляются на основе экспериментальных данных с привлечением математической теории планирования эксперимента.
Цель исследования состоит в разработке методики расчета стержней на основе изучения действительного напряженно-деформированного состояния и формы потери устойчивости стержней открытого несимметричного профиля и в дальнейшем сопоставлении полученных результатов с расчетно-теоретическими данными.
Для испытаний использовались натурные образцы стержней с профилем, применяемым в качестве верхних поясов структурного блока покрытия. Было испытано 45 стержней одного типоразмера профиля сечения с пятью типами размера длины.
С учетом того, что все номера профилей, использующихся в поясах конструкции, аналогичны по форме, испытания проводились только для одного типа сечения. Геометрические параметры профиля для стержня данного типа приведены на Иллюстрации 3. Буквой а на схеме обозначен центр изгиба.
Образцы стержней изготовлялись на кромкогибочном прессе из листовых заготовок толщиной 3 мм. Плоские участки профиля сечения сопряжены плавными переходами с радиусом закруглений, установленным по ТУ 67-559-83 на гнутые С-образные профили.
Прочностные характеристики материала стержней определялись по результатам испытаний плоских стандартных образцов на разрыв. Было установлено, что материал стержней — сталь ВСт3сп5-1 (С255) по ТУ 14-1-3023-80 с Яу = 250 МПа.
При осмотре образцов стержней были отмечены погиби по их длине, образовавшиеся в процессе загибки листовой заготовки на прессе. Эти погиби в форме дуги одной полуволны синусоиды с разной величиной отклонения от прямой наблюдались как по линиям гиба, так и на свободных кромках. Данные начальные несовершенства играют определенную роль при развитии деформаций под нагрузкой. Учет их может быть важен и при выполнении расчетов с использованием метода конечных элементов [4]. Существующие поги-би измерены в сечении посредине длины стержня относительно торцов по всем линиям гиба и кромкам, образующим профиль. Полученные
Иллюстрация 7. Поперечные деформации сечения посредине длины стержня: а — форма профиля сечения посредине длины стержня при нагрузке N = 0 с учетом несовершенств; б — деформация профиля при нагрузке N = 50 кН; в — незаштри-хованным контуром показана проектная конфигурация профиля. Автор Н. Г. Горелов
в результате измерении начальные несовершенства показаны на Иллюстрации 4.
В результате проведенных измерении и расчетов установлено, что отклонения линий гиба и кромок профиля от прямой достигают от 3 до 11 мм, а отклонение продольной оси стержня в среднем сечении составляет 2 мм, что говорит о наличии начального эксцентриситета осевой силы (Иллюстрация 4).
Для определения значений фибровых напряжений использовались проволочные тензорезисторы с базой 20 мм. Места наклейки датчиков по контуру сечения стержня намечались из соображений совместимости экспериментальных и расчетных точек измерений, в которых рассчитываются величины напряжений, что дает возможность прямого сопоставления полученных результатов. Тензодатчики устанавливались в трех сечениях стержня: посредине и в сечениях, отстоящих от концов на расстоянии 0,25 длины. По концам на образец надевались стальные пластины толщиной 12 мм, образуя торцовые фланцы. Эти пластины имели, с одной стороны, сверления в виде лунок со сферической поверхностью под шаровые опоры испытательной установки и фрезерованную канавку, выполненную в виде точной копии профиля стержня, — с другой стороны (Иллюстрация 5). Глубина канавки составляла 7 мм, а ширина равнялась толщине стенок профиля (3 мм), что позволяло после установки фланцев обеспечивать неизменяемость концевых сечений образца и передачу нагрузки по всему контуру опорного сечения. Высверленные в определенном порядке с наружной стороны фланцев лунки позволяли нагружать стержни с различными значениями эксцентриситетов, поэтому данная пара фланцев была использована при испытании всего количества стержней.
Испытательная установка обеспечивала возможность нагружения с малой скоростью опытных образцов продольной сжимающей силой, приложенной с заданным эксцентриситетом, позволяла точно фиксировать и при необходимости стабилизировать нагрузку на заданном уровне. Конструкция установки (Иллюстрация 6) представляет собой две вертикальные консоли, закрепленные на силовом полу лаборатории и работающие в качестве упоров для помещенного между ними сжимаемого образца. Один из упоров оснащен гайкой, в которую ввинчивается винт винтового домкрата, собственно и создающего сжимающую, точно регулируемую нагрузку (Иллюстрация 6, а). Между вторым упором и стержнем устанавливался образцовый динамометр ДОСМ-3-5, контролировавший величину создававшегося винтовым домкратом сжатия (Иллюстрация 6, б). Установка упоров выполнялась с геодезическим контролем поступательного движения нагружающей точки винта домкрата в отношении параллельности этой траектории продольной оси стержня, а также соосности винта и динамометра в направлении рабочего хода последнего.
Динамометр и винт домкрата оснащены пуансонами с шариками диаметром 8 мм. Таким образом, посредством шаровых опор достигается соосность передачи усилия. Опорные фланцы имели закрепления, препятствующие кручению концевых сечений относительно продольной оси образцов стержней.
Поперечные перемещения измеряли в сечении посредине длины стержня с использованием образцовых прогибомеров 6-ПАО, расставленных так, чтобы помимо измерения прогиба стержня в двух направлениях можно было также получить картину изменения формы профиля стержня (депланацию) под нагрузкой (Иллюстрация 7).
Величина укорочения стержня под действием нагрузки определена как разность результатов измерений индикаторов часового типа, установленных на торцовых фланцах опытных образцов в точках центра тяжести профиля сечения.
Тензоизмерения вели с использованием комплекта цифровой тензометрической аппаратуры ЦТК-1.
Нагружение образцов выполнялось ступенями величиной 0,1 от ожидаемой разрушающей нагрузки, между ступенями нагружения делалась выдержка продолжительностью 30 минут, после чего снимали отсчеты с приборов. Ступень, на которой измеряемые величины деформаций или напряжений начинали превышать в два и более раз значения, полученные на предыдущей ступени, определяла уровень несущей способности стержня, максимально достигнутый, при этом показание динамометра принималось в качестве предельного значения нагрузки на стержень.
Для определения оптимального объема исследований и сведения к минимуму уровня технических затрат при разработке программы испытаний был использован активный подход к эксперименту, связанный с применением методов планирования эксперимента и дающий возможность проведения опытов в заданных исследователем условиях [5].
Очевидно, что основными факторами, определяющими несущую способность сжато-изогнутого стержня, являются его расчетная длина и производный от нее параметр — гибкость; соотношение усилий, действующих в стержне, — изгибающего момента и продольной силы, которое характеризуется величиной эксцентриситета.
Если разделить действующий в стержне изгибающий момент на составляющие относительно характерных центральных осей (вертикальной и горизонтальной), то перечисленные факторы можно свести к следующему списку:
а) X — гибкость в направлении оси с наименьшим радиусом инерции;
б) еу — эксцентриситет в вертикальной плоскости;
в) ех — эксцентриситет в горизонтальной плоскости.
Возможность одновременного варьирования всеми
тремя параметрами достигается при использовании квадратичной модели на основе ортогонального центрального композиционного плана.
Такая модель имеет следующий вид:
у (а, х) = о + а1х1 + ... + апх„ + а„+1х1 + ••■ 2
• •• + а2„х„ + а2„+1Х1Х2 + ••• + акХп-1Хп •
(1)
где у — целевая функция (отклик); х — заданные точки постановки эксперимента; а — неизвестные параметры в точках х.
Композиционный план для квадратичной модели может быть получен путем добавления к «ядру» типа 23 соответствующего числа «звездных» точек, в результате чего получается центральный композиционный план. Ортогональность такого плана обеспечивается величиной плеча «звездных» точек — а.
Преобразованная модель для центрального ортогонального плана имеет вид:
у (а,х) = Ь) + а1х1 + ... + а„х„ + а„+1 (х1 - Ь) + ..■
- Ь)
Л2п+1Л1Л2
Х1Х2 + ••• + акх„
(2)
где ¿0 = „г ^-у 0;
1=1
п
а0 = Ь0 -вЕ ап+1;
ап =с] Е х!У ;
]=1
(3)
ап+1 = С2Е[<х/-п)2 -я/;
)=1 п _ •
а2п+1 = с3 Е Х1Х1У — значения регрессионных коэф-
]=1
фициентов.
Величины а, (3, С0, С1? С2, С3 определены по [5]. В рассматриваемом случае в качестве независимых факторов х1 удобно принять следующие преобразованные параметры:
X = X
1 — значение наибольшей условной гибкости
0.5
Т' Е,
2 — величина относительного эксцентриситета в вер' А 4
Жс
\ X
3 — величина относительного эксцентриситета в го-
А
ризонтальнои плоскости тх = ех
г.С
Таблица 1. Натуральные значения варьируемых параметров
Параметры Кодовые значения переменных
-1,215 -1 0 1 1,215
V ■ см 120 130 160 250 265
еу, мм -32 -22 0 22 32
ех, мм -14 -10 0 10 14
X у 70 75 90 140 150
X 2,5 2,6 3,1 4,8 5,1
ту 1,5 0,84 0 1,0 1,76
тх 1,1 0,57 0 0,75 1,16
Уравнение регрессии, связывающее параметры между собоИ, будет иметь вид:
3 3 3
у = ао + Е а х + ЕаХ + Е а«хх • (4)
'=1 ]=1 1=:=1
При вычислении определенных планом значении х1 в натуральном выражении для эксцентриситетов приняты величины, полученные по результатам статических расчетов конструкции блока по рамноИ схеме с учетом изгиба стержневых элементов в двух плоскостях [4]. «Плановые» уровни параметра гибкости принимались по значениям, полученным для различных типов блоков, разработанных ранее в технических решениях.
Исходные величины — длины натурных образцов стержнеИ и координаты рассверловки лунок на фланцах (Иллюстрация 5), с помощью которых задаются эксцентриситеты испытательных нагрузок, а также величины производных от них параметров в кодированном и натуральном выражениях, приведены в Таблице 1.
Матрица ¥ функции независимых переменных для ортогонального центрального композиционного плана приведена в Таблице 2. Там же в столбце у проставлены средние значения двух параллельных (у = 2) наблюдений величин несущей способности испытываемых стержнеИ, а в строке аы — рассчитанные величины коэффициентов регрессии.
Функция отклика в натуральном выражении определяет уровень несущей способности стержня — Nкр и принимает вид:
Nкp = 65,45 - 1,55Х - 0,01тх - 2,55ту - 0,85Х2 -
-9,33т2 - 9,33ту; + 0,3Хтх -1,71Хту + 0,025тхту.
Рассчитанные таким образом значения даны в столбце У Таблицы 2.
Для проверки гипотезы об адекватности модели выполнено сопоставление достигнутой точности модели с величиной, характеризующей точность наблюдений путем сравнения двух сумм квадратов:
N Н ■ \2
= Еу(У -^■) —сумма квадратов, характеризующая дефект (неадекватность) модели;
^ = Е Е( - у' ■=1 ■■=1 *
ющая ошибки наблюдений.
В данном случае SD = 72,12 и 8е = 80,14.
сумма квадратов, характеризу-
п
'=1
Таблица 2. Автор Н. Г Горелов
Область плана МАТРИЦА Р
Номер оньпа матом ца Л' х,г Р - р Л*, X, Л', .V, х,хъ Г У
Хо Л, Хг X,
Ядро плана (план 2') 1 1 - 1 -1 + 0.27 + 0,27 + 0.27 + 1 +1 + ] 41.25 42.73
I 1 + 1 -1 -1 + 0,27 + 0,27 + 0,27 -1 -1 + 1 25 23,91
3 1 - 1 + 1 -1 + 0.27 + 0,27 + 0,27 -1 +1 -1 41.75 40,12
4 1 + I + 1 -1 + 0.27 + 0.27 + 0.27 + 1 -1 - 1 24 21.39
5 1 - 1 -1 +1 + 0.27 + 0,27 + 0.27 + 1 -1 - 1 24,7 21.64
6 1 + 1 ! + 0,27 + 027 + 0,27 -] +1 - ] 14,47 16,16
7 1 - 1 + 1 + 1 + 0.27 + 027 + 0.27 -1 -1 25 27.72
К 1 + 1 + I +1 + 0.27 + 0.27 + 0.27 + 1 +1 14.37 14.21
Звездные Точки (2") Ч 1 1,215 0 (I + 0.746 0.73 - 0,73 0 0 0 30 35.43
10 1 +1215 0 0 + 0.746 -0.73 - 0.73 0 0 0 55 56.26
11 1 0 1,215 0 0.73 + 0,74(1 0,73 0 0 0 35 32, Я6
12 1 0 + 1,215 0 -0,73 + 0,746 - 0,73 0 0 0 25 25.20
13 1 0 0 1,215 0,73 0,73 + 0.74(1 0 0 0 30 32,56
14 1 0 0 + 1,215 -0.73 -0.73 + 0.74(1 0 0 0 30 30.83
Центр (и,) 13 1 0 0 0 -0,73 -0,73 -0,73 0 0 0 50 52.4Я
«.V 65.45 -1.55 -0.01 -2,55 -0.К5 -9.33 - 4,33 0.3 -1,71 0.025 47 5, М 473.5
а б
Иллюстрация 8. График зависимости «нагрузка — сближение» концов:
а — диаграмма работы центрально-сжатого стержня с гибкостью, соответствующей звездному уровню параметра; б — диаграмма работы центрально-сжатого образца в центре плана. Автор Н. Г Горелов
Проверка адекватности уравнения регрессии действительному процессу по критерию Фишера сводится к определению частного от деления оценки дисперсии неадекватности на оценку дисперсии ошибки единичного наблюдения, значение которого в случае адекватности модели является случайной величиной, подчиненной Р-распределению:
где 1р! = N — (к + 1) = 5 — число степеней свободы, связанных с SD при наличии (к + 1) линейных связей;
1р2 = N (п — 1) = 15— число степеней свободы 8е.
Выполнив необходимые вычисления, получаем значение ^ = 2,7.
При этом можно определить значение Ркр, соответствующее условию:
Р (( > К,
1 — Р
р =
(5)
а,
(6)
Иллюстрация 9. Нормальные напряжения в сечении:
----эпюра главных сжимающих напряжений о полученных при расчете МКЭ;
-------напряжения, измеренные
при испытании стержня. Автор Н. Г. Горелов
где а — заданный уровень значимости проверки гипотезы об адекватности. Задавшись надежностью Р = Р (р < Ркр) = 0,95 по таблицам случайных величин, подчиненных Р-распределению, можно определить значение Екр. В данном случае Ркр = 2,9, следовательно, условие р = 2,7 < Екр = 2,9 выполняется.
Таким образом, полученные результаты не противоречат предположению об адекватности модели. Значимость величин а1 проверялась по критерию Стьюдента.
Испытания всех стержней проводились до момента резкого снижения сопротивляемости внешней нагрузке, что выражалось увеличением измеряемых значений перемещений в два и более раз относительно замеров, сделанных на предыдущей ступени нагружения. Потеря несущей способности происходила в виде бокового выпучивания по одной полуволне синусоиды. Поперечные сечения стержня сопровождались при этом поворотом относительно центра
кручения с одновременной деформацией самого контура профиля. На Иллюстрации 7, б показаны изменения сечения посредине длины образца стержня под нагрузкой, полученные при проведении измерений поперечных перемещений.
Потеря устойчивости стержней малой гибкости (X = 2,5...2,6) сопровождалась развитием пластических деформаций в окаймляющих отгибах, а также и в частях наклонной и горизонтальной полок вблизи окаймляющих отгибов. Стержни с большей гибкостью теряли устойчивость в упругой стадии работы материала. Местная потеря устойчивости элементов сечения не наблюдалась.
На графиках (Иллюстрация 8, а, б) сопоставлены результаты испытаний и диаграммы равновесных состояний, построенные по результатам расчетов методом КЭ на заданное смещение концов с учетом таких факторов, как наличие начальных несовершенств и деформирования схемы на этапах нагружения.
На Иллюстрации 9 приведены значения напряжений (кг/ см2) для стержня, испытанного при значениях Х = 3,1; ту = 0; тх = 0; Nкр = 50 кН, полученные с помощью тензоизмерений в сопоставлении с эпюрой главных сжимающих напряжений, построенной по результатам расчета методом КЭ.
Видно, что примененный метод расчета позволяет достаточно точно
п
Иллюстрация 10. График для определения несущей способности стержня при изгибе в одной плоскости: а — изгиб в вертикальной плоскости; б — изгиб в горизонтальной плоскости. Автор Н. Г Горелов
\ ..,11. б
описывать напряженно-деформированное состояние тонкостенного стержня под нагрузкой.
Сравнение данных, приведенных в Таблице 2, убеждает, что принятая полиноминальная упрощенная математическая модель может быть использована для вычисления несущей способности поясных стержней с использованием новых профилей. Для определения значений критической силы сжатых стержней с различной гибкостью и дополнительно испытывающих изгиб в одной плоскости были построены графики (Иллюстрация 10). Определить несущую способность стержней, сжатых с двухосным эксцентриситетом, также можно, построив поверхности несущей способности для определенных значений величин гибкости.
Заключение
1 Проведены экспериментальные исследования напряженно-деформированного состояния 45 гнутых стержней несимметричного тонкостенного профиля. Испытания стержней выявили изгибно-крутильную форму потери устойчивости.
2 В результате обработки результатов испытаний в соответствии с квадратичной моделью ортогонального центрального композиционного плана в аналитическом виде представлена аппроксимальная зависимость критических усилий от условной гибкости стержней и относительных эксцентриситетов в двух главных плоскостях.
3 Анализ экспериментальных данных для внецентренно сжатых тонкостенных стержневых элементов поясов структурной конструкции в широком диапазоне изменения гибкостей и эксцентриситетов приложения нагрузок показал, что теоретическое решение достаточно корректно описывает все фазы напряженно-деформированного состояния стержней при упругих и упругопластических деформациях.
4 Применение метода электрической тензометрии позволило проследить за развитием зон пластических деформаций, построить эпюры нормальных напряжений по поперечным сечениям профилей и подтвердить справедливость гипотезы секториальных
площадей, проверить верность примененных методик расчета. Сопоставление результатов численных и экспериментальных исследований показало высокую (в пределах 5...8 %) степень соответствия.
Список использованной литературы
1 Патент № 2016971 РФ. Узловое соединение стержней решетчатой пространственной конструкции/ А. З. Клячин, Н. Г. Горелов // Открытия, изобретения. 1994. Бюл. № 14.
2 Власов В. З. Избранные труды. М., 1963. Т. 2.
3 Геммерлинг А. В. Расчет стержневых систем. М., 1974.
4 Горелов Н. Г. Пространственные блоки покрытия со стержнями из тонкостенных гнутых профилей. Екатеринбург, 2006.
5 Вознесенский В. А. Статистические методы планирования эксперимента в технико-экономических исследованиях. М., 1981.
