Konstrukcje metalowe Wykład XV Poł ączenia spawane (cz ęśćfootbridge.pl/stud/z/sn1/kbi/w115pl.pdf · 2019. 10. 18. · Poł ączenia spawane (cz ęść III) Spis tre ści Interakcje

Konstrukcje metalowe

Wykład XV

Połączenia spawane(część III)

Spis treści

Interakcje → #t / 3

Węzły kratownic → #t / 7

Styki montażowe kratownic → #t / 46

Żebra → #t / 56

L- dodatkowe reguły → #t / 81

Styk uniwersalny spawany → #t / 82

Sworznie → #t / 84

Głowice kolumn → #t / 86

Zagadnienia egzaminacyjne → #t / 93

Węzły

Krótki odcinek na końcu elementu, gdzie dochodzi do interakcji elementu z sąsiednim elementem, blachami węzłowymi i trzpieniami śruby. Obliczenia na poziomie przekroju lub elementu.

Brak obliczeń w założonym zakresie projektu obliczeniowego. W pełnym zakresie projektu: np. nośność blach węzłowych w styku montażowym, efekty lokalne w węzłach kratownicy, związane z zachowaniem się łączonych prętów.

Rys: Autor

→ #3 / 69

Węzły – przykłady interakcji:

• żebra pionowe;

• oparcie na konstrukcji ceglanej;

• oparcie na stopie żelbetowej;

• węzeł sztywny słup-belka;

• wiele innych;

→ #3 / 70

Rys: Autor

• We współczesnych kratownicach preferujemy styki spawane; w grę wchodzą zagadnienia lokalne przy kontakcie prętów kratowych o cienkich ściankach. Obliczenia będą przedstawione na wykładzie #14;

• Żebra stosowane są z wielu różnych powodów. Zasady stosowania i obliczenia będą przedstawione na wykładzie #14;

• Głowica słupa jest przede wszystkim węzłem spawanym; możliwa jest też obecność śrub. Obliczenia będą przedstawione na wykładzie #14;

Interakcja / kontakt w połączeniach śrubowych i spawanych, cd

Rys: EN 1993-1-8 fig 7.3, 7.4 Rys: Autor

→ #11 / 36

• Dodatkowe wymagania w przypadku kątowników przyspawanych do elementów przedstawione będą na wykładzie #14;

• Dodatkowe wymagania w przypadku połączeń uniwersalnych spawanych przedstawione będą na wykładzie #14;

• Dodatkowe wymagania w przypadku połączeń sworzniowych przedstawione będą na wykładzie #14;

• Dodatkowe wymagania w przypadku styków montażowych w konstrukcjach rurowych przedstawione będą na wykładzie #14;

Interakcja / kontakt w połączeniach śrubowych i spawanych, cd

→ #11 / 37

Węzły kratownic

Dla prętów kratowych spełnione muszą być warunki nosności i stateczności (→ #13). Dodatkowo jednak pojawia się wiele wymagań, dotyczących lokalnej pracy węzłów. W grę wchodzą różne typy lokalnego zniszczenia i lokalnej stateczności węzłów. Z tego powodu część rodzajów przekrojów prętów nie jest dopuszczona do stosowania w kratownicach.

PN B 03200 EN 1993

Elementy Dopuszczalne wszystkie rodzaje przekrojów

Węzły Brak dodatkowych wymagań Dodatkowe wymagania → tylko niektóre rodzaje przekrojów są

dopuszczalne

Przekroje pasów i skratowania→ #13 / 11

Współczesne kratownice (EN) Stary typ kratownic (PN-B)

Pasy

Skratowanie

Rys: Autor

→ #13 / 12

Dodatkowe wymagania węzłów dla kratownic

(EN 1993-1-8 7.1):

Pasy → � � � I ;

Skratowanie → � � � ;

Deformacje końców prętów są niedopuszczalne;

fy (� � �) ≤ 460 MPa;

fy (� � �) > 355 MPa → fy, obl = 0,9 fy;

t (� � �) ≥ 2,5 mm;

tpas (� � �) ≤ 25 mm;

Elementy ściskane→ I lub II klasa przekroju;

βi ≥ 30o; Rozmieszczenie elementów (mimośrody) muszą być spełnione (→ #t / 11 - 14);

Kształt węzłów (EN 1993-1-8 fig. 7.1) musi być spełniony (→ #t / 15 - 16);

(Długość elementu) / (wysokość przekroju) > 6 (EN 1993-1-8 5.1.5.(3));

Rys: tatasteelconstruction.com

D

Rys : Autor

Dopuszczalne:

g ≥ t1 + t2Dopuszczalne:

q / p ≥ 0,25

Niedopuszczalne:

g < t1 + t2

lub

q / p < 0,25

t1t2

g

p

q

EN 1993-1-8 p.7.1

Rys : Autor

d1 ≤ d2 oraz

fy,1 t1 ≤ fy,2 t2

EN 1993-1-8 p.7.1

Rys : Autor

Rezultat:

e

e

Jest możliwe, że będziemy musieli poprzesuwać osie prętów, by spełnić

wymaganie

g ≥ t1 + t2 lub q / p ≥ 0,25

Tym samym pojawią się mimośrody. Spowodują one pojawienie się

niezerowych wartości momentów zginających.

Rys : Autor

EN 1993-1-8 fig. 5.3

Dopuszczalne wielkości mimośrodów:

-0,55 a0 ≤ e ≤ +0,25 a0a0 = h0 lub d0

EN 1993-1-8 (5.1a), (5.1b)

Rys: EN 1993-1-8 fig. 5.3

Dopuszczalne rodzaje węzłów

EN 1993-1-8 fig. 7.1

(zakres ważności formuł nośności:

EN 1993-1-8 tab. 7.1, 7.8, 7.9, 7.20)

Rys: EN 1993-1-8 fig. 7.1

Dla każdego typu połączenia spełnione muszą być dodatkowe wymagania szczegółowe. Są one przedstawione w kilku tablicach w EN 1993-1-8; symbole wyjaśnione zostały w EN 1993-1-8 1.5.(4), (5), (6).

Węzeł Tab. Uwagi

Pas Skratowanie

CHS CHS 7.1 -

RHS CHS, RHS 7.8, 7.9 -

I CHS, RHS 7.20 -

C CHS, RHS 7.21 Ceowniki są dopuszczone, ale pod uwagę należy brać lokalne momenty zginające (co oznacza, że konstrukcja nie

jest idealną kratownicą).

Wymagania dodatkowe, przedstawione w powyższych tablicach mają postać ogólną:

min ≤ (wysokość przekroju skratowania) / (grubość jego ścianki) ≤ max

Wymagania dotyczące węzłów można podzielić na 3 grupy (EN 1993-1-8 5.1.5):

Warunki dotyczące mimośrodów (→ #t / 14);

sposób przyłożenia obciążenia (→ #13 / 3);

Warunki dodatkowe, szczegółowe i kształt węzłów (→ #t / 10, 15, 16).

Konsekwencje spełnienia, spełnienia w części lub niespełnienia powyższych warunków są rozmaite i zależą od tego, której grupy dotyczą. Ma to wpływ na przyjmowany do obliczeń model kratownicy. Rozważa się jeden z trzech modeli podstawowych.

1. Kratownica idealna 2. Kratownica o ciągłych pasach

3. Rama

(przeguby) (węzły przegubowe i sztywne)

(węzły sztywne)

Rys: Autor

Dla kratownicy idealnej (1) rozpatrujemy dodatkowo trzy podtypy:

1a. Brak momentów

zginających1b. Momenty zginające

działające na pasy1c. Momenty zginające

działające na pasy i węzły

Kratownica idealna:

wyłącznie siły osiowe w węzłach i elementach.

Większość prętów – siły osiowe; część pasów – siły

osiowe i momenty zginające; węzły – siły osiowe.

Większość prętów – siły osiowe; część pasów – siły

osiowe i momenty zginające; węzły – siły osiowe i momenty zginające.

Model 2: siły osiowe dla skratowania; siły osiowe i momenty zginające dla pasów; siły osiowe i momenty zginające dla węzłów.

Model 3: siły osiowe i momenty zginające dla wszystkich węzłów i elementów.Rys: Autor

Spełnienie warunków a modele obliczeniowe:

Element Mimośrody

0 Limity

spełnione

(#t / 14)

Limity

niespełnione

(#t / 14)

Pas ściskany 1a 1b 1c

Pas

rozciągany1a 1b = 1a 1c = 1a

Skratowanie 1a 1b = 1a 1c = 1a

Węzły 1a 1b = 1a 1c

Brak różnicy między modelem 1a i 1b lub 1c

dla tej części konstrukcji

Niespełnienie warunków dotyczących obciążenia (ciągłe lub poza węzłami) – model 2.

Niespełnienie warunków dodatkowych, szczegółowych lub kształt węzłów – model 3.

Algorytm ogólny

CONECTIONS

JOINTS:START: rysunek wstępny

OBCIĄŻENIA

STATYKA

ELEMENTY E / R ≤ 1

STYKI E / R ≤ 1

WĘZŁY E / R ≤ 1 STOP

nie

tak

tak

tak

nie

nie

→ #3 / 84

Rys : Autor

Doświadczenia pokazują wiele różnych sposobów zniszczenia lokalnego węzłów. Zgodnie z EN 1993-1-8, należy przeanalizować 6 typów zniszczenia, pokazanych na rys. 7.3, 7.4.

Rys: eqclearinghouse.org

Rys: scielo.br

Rys: offshoremechanics.asmedigitalcollection.asme.org

Postaci zniszczenia

Przekrój 1. Zniszczenie przystykowe pasa

F M

CHS - CHS

RHS - RHS

C/R HS - I / H - -

Rys: EN 1993-1-8 fig 7.3, 7.4

Przekrój 2. Zniszczenie boków / środnika pasa

F M

CHS - CHS

RHS - RHS

C/R HS - I / H

Rys: EN 1993-1-8 fig 7.3, 7.4

Przekrój 3. Ścięcie pasa

F M

CHS - CHS

RHS - RHS

C/R HS - I / H

Rys: EN 1993-1-8 fig 7.3, 7.4

Przekrój 4. Przebicie ścianki

F M

CHS - CHS

RHS - RHS

C/R HS - I / H - -

Rys: EN 1993-1-8 fig 7.3, 7.4

Przekrój 5. Zniszczenie elementu skratowania

F M

CHS - CHS

RHS - RHS

C/R HS - I / H

Rys: EN 1993-1-8 fig 7.3, 7.4

Przekrój 6. Wyboczenie miejscowe

F M

CHS - CHS

RHS - RHS

C/R HS - I / H

Rys: EN 1993-1-8 fig 7.3, 7.4

Dla różnych kształtów węzła i różnych przekrojów prętów skratowania (CHS, RHS, I), odmienne mechanizmy zniszczenia są najbardziej niebezpieczne. Wzory opisujące nośności odniesione są do najniebezpieczniejszych mechanizmów.

Węzły obciążone są przez siły osiowe (Ni, Ed) pochodzące ze skratownia. W wielu przypadkach należy wziąć pod uwagę lokalne zginanie. W przypadku kratownic płaskich bierze się pod uwagę zginanie w płaszczyźnie (in plane, ip) kratownicy (Mip, i, Ed). W przypadku kratownic wielopasowych, także i zginanie w płaszczyźnie prostopadłej (out of plane, op) do kratownicy (Mop, i, Ed) musi być wzięte pod uwagę.

Wzory na nośność węzłów (Ni, Rd, Mip, i, Rd, Mop, i, Rd) zależą od kształtu węzła i konkretnej formy zniszczenia. Są one przedstawione w EN 1993-1-8, tab. 7.2-7.7, 7.10-7.19, 7.21, 7.22, 7.24. Sposób sprawdzania nośności zależy od rodzaju przekroju skratowania (CHS, RHS, I).

Przekrój Rozdział Sprawdzenie

poprawności procedury

Tabela Wzór ogólny Uwagi

CHS - CHS 7.4 Tab. 7.1 7.2, 7.3,

7.4, 7.5,

7.6, 7.7

Ni, Ed / Ni, Rd +

(Mip, i, Ed / Mip, i, Rd)2 +

Mop, i, Ed / Mop, i, Rd ≤ 1,0

Dopuszczalne są blachy węzłowe

Tab. 7.4 - I/H to nie

jest pas

C/R HS -

RHS

7.5 Tab. 7.8, 7.9, 7.10, 7.11,

7.12, 7.13,

7.14, 7.15,

7.16, 7.17,

7.18, 7.19,

Ni, Ed / Ni, Rd +

Mip, i, Ed / Mip, i, Rd +

Mop, i, Ed / Mop, i, Rd ≤ 1,0

Dopuszczalne są blachy węzłowe

C/R HS - I / H 7.6 Tab. 7.20 7.21, 7.22 Ni, Ed / Ni, Rd +

Mip, i, Ed / Mip, i, Rd ≤ 1,0

C/R HS - C 7.7 Tab. 7.23 7.24 Różne wzory Momenty zginające muszą być zawsze wzięte pod uwagę

Nośność

Nowoczesne kratownice (EN); w przypadku węzłów należy obliczyć:

Sztywność (wykłady # 20, #21)

Połączenie (spoiny / śruby; wykłady #9, #11)

Nośność (wykład #t)

Kratownice starego typu (PB – B): obliczało się tylko spoiny / śruby; węzły nie były liczone, a rysowane.

Stary typ:

Osie przecinają się w jednym punkcie;

Końce prętów muszą być jak najbliżej siebie;

Rys : Autor

Należy oznaczyć długość potrzebną na połączenie (długość spoin / miejsce na śruby) wzdłuż prętów;

Obwiednia blachy węzłowej = linia łącząca końce połączeń;

Rys : Autor

Kąty wklęsłe nie są akceptowane.

Rys : Autor

Węzły – stary typ kratownic

Rys: Konstrukcje stalowe, K. Rykaluk,

Dolnośląskie Wydawnictwo Edukacyjne Wrocław 2001

W przypadku rur okrągłych (CHS) konieczna jest dodatkowa płaszczyzna (stolik roboczy) dla oparcia płatwi



Deformacje: wydłużenie (rozciąganie) i skrócenie (ściskanie):

Przekazanie sił z pasów na podporę i pręty zerowe:Rys: Autor

Rys: Autor

→ #13 / 87

Pręty z największymi siłami powinny dochodzić do węzłów jak

najbliżej.

Rys: Autor

Przykład: skratowanie CHS, pasy

HEB

Rys: Autor

Przykład: skratowanie CHS, pasy

CHS

Podparcie kratownic

Ogólnie, mamy dwie możliwości:

Słupy stalowe; Słupy stalowe;

Konstrukcja żelbetowa;

Konstrukcja murowa

Rys : Autor

Połączenie ze słupami stalowymi

Rys : Autor

Oparcie na murze lub żelbecie

Rys : Autor

Dla podpór symetrycznych generują się duże reakcje poziome na podporach. Sprawiają one, że konstrukcja i tak pracuje jak konstrukcja o jednym z węzłów przegubowo – przesuwnym (duże

deformacje słupów podpierających, lokalne zniszczenie muru lub betonu wokół kotwi).

Lepiej zatem do obliczeń przyjąć schemat podpór przegubowej i przegubowo-przesuwnej. W przeciwnym wypadku ryzykujemy zniszczeniem konstrukcji, bo wyliczone przez nas siły w

pasach będą miały niewiele wspólnego z realnymi siłami w pasach.

Rys: Autor

→ #13 / 85

Dla konstrukcji masywnych i przy dużych obciążeniach (mosty) różnicuje się konstrukcyjnie podpory przegubowe i przegubowo-przesuwne.

Rys: web.mit.edu

Rys: web.mit.edu

Rys: .tatasteelconstruction.com

Rys: .texasescapes.com

Rys: . fbcdn-Ryss-g-a.akamaihd.net

Rys: wikipedia

Z powodu podatności słupów / ścian / kotwi, dla lekkich kratownic mamy

podparcia sprężyste na obrót i przesuw poziomy.

Podpora przegubowa i przegubowo-

przesuwna jest w takim przypadku

dobrym przybliżeniem rzeczywistości

Zmiana modelu podparcia (sztywne /

przegubowe) w zależności od podatności konstrukcji jest często stosowane w konstrukcjach stalowych. Przykładowo, różnica między przegubowym i sztywnym oparciem słupa sprowadza się do rozmieszczenia kotwi.

Rys: Autor

Rys: j-p.com.ua

Rys: 1.bp.blogspot.com

Styki montażowe kratownic

Rys: Autor

Z powodu skrajni transportowej dłuższe konstrukcje przewożone są w segmentach. Najlepiej jeśli największa długość elementu (L 1 or L2) nie przekracza 12,00 m. Segmenty należy scalić w całość na placu budowy.

Dla dwuteowników stosuje się styki uniwersalne.

Rys: gsi-eng.eu

Rys: encrypted-tbn0.gstatic.com

Rys: zs4-sanok.pl

Dla rur stosuje się styki kołnierzowe – rodzaj styku doczołowego.

Problem w tym, że w EN 1993-1-8 procedura obliczania styków doczołowych przedstawiona jest tylko dla dwuteowników. Podobnie w starej Polskiej Normie PN B

03200.

Uogólnienie tych metod przedstawione jest w literaturze.

Uogólnienie dla Pozycja Uwagi Str

PN B 03200 J. Bródka, M. Broniewicz,

Konstrukcje stalowe z rur,

Arkady 2001

Odrębne procedury dla CHS i RHS;

Brak analizy wpływu żeber podłużnych na nośność;

Metody bardzo podobne, jedynie

kilka drobnych różnic;

#t / 49 –

51

EN 1993-1-8 Access Steel SN044a-EU

Design models for splices

in structural hollow,

Internet edition

#t / 52 -

55

PN B 03200, CHS

tptpri

re

rp

r0

e1 e2

p2

re = ri + t

r0 = re + e2

rp = r0 + e1

rp = 2 r0 - ri

tp = max (t1 ; t2)

t1 = √[(2 NEd / (fyp k)]

k = [k1 + √(k22 - k12)] / (2 k1)

k1 = ln (r0 / ri)

k2 = k1 + 2

NEdNEd

t2 = 1,2 √[(c SRt) / (fyp beff)]

beff = min (2πm ; 4m + 1,25 e)

m = r0 - ri

e = min (rp - r0 ; 1,25m)

c = m - 0,5d

SRt = As min (0,65fub ; 0,85fyb)

Rys: Autor

n = max (n1 ; n2)

n1 = NEd k3 / SRt

n2 = NEd / SRt

k3 = 1 - 1 / k + 1 / (k k4)

k4 = ln (rp / r0)

Dodatkowo spoiny muszą być policzone jak w wyk. #9 przykład 4.

Spełnienie wszystkich warunków→ brak dodatkowej analizy NEd / NRd

PN B 03200, RHS

Rys: Autor

NEd NEd

tp tp

A B C

p2 p2e1 e1

e2 e2 e2e3 e3

e3

Przypadek A i B:

• zalecane są M16, M20 lub M24;

• tp ≥ d (case A, n = 4)

• tp ≥ d + 3 mm (case B, n = 8)

• NRd = 0,8 n SRt


NEd / NRd ≤ 1,0

√{K NEd / [n (1+δ)]} ≤ tp ≤ √(K NEd / n)

δ = 1 - d / p2

K = 4000 bred / (fyp p2)

bred = e2 + tRHS - d / 2

NRd = tp2 (1 + δ a) n / K

a1 = [(K SRt / tp2) - 1] (e3 + 0,5 d) / [δ (e3 + e2 + tRHS)]

e1 = 0,5 p2

e3 ≤ 1,25 e2

PN B 03200, RHS

Rys: Autor

NEd NEd

tp tp

A B C

p2 p2e1 e1

e2 e2 e2e3 e3 e3

Przypadek C:

Neff = NEd {1 + bred δ a2 / [a3 (1 + δ a2 )]} / n

a2 = [K NEd / (n tp2) -1 ] / δ

a3 = e3 + d / 2NEd / NRd ≤ 1,0

Neff / SRt ≤ 1,0


EN 1993-1-8, CHS

tptpri

re

rpr0

e1 e2

p2

2,2 d0 ≤ p2 ≤ min (14 tp ; 200 mm)

d0 = d + 2 mm (d ≤ 24 mm)

d0 = d + 3 mm (d > 24 mm)

1,2 d0 ≤ e2 ≤ 1,5 - 2,0 d

1,2 d0 ≤ e1

NEdNEd

Rys: Autor


NRd = min (NRd1 ; NRd2)

NRd1 = tp2 fyp π k / (2 γM0)

k → #t / 49

NRd2 = n Ft, Rd / k3

k3 = 1 - 1 / k + 1 / (k k5)

k5 = ln (reff / r0)

reff = re + e2 + eeff

eeff = min (e2 ; 1,25 e1)NEd / NRd ≤ 1,0

EN 1993-1-8, RHS

Rys: Autor

NEd NEd

tp tp

A B C

p2 p2e1 e1

e2 e2 e2e3 e3

e3

Przypadki A i B nie są zalecane. SHS są dopuszczalne dla C.

12 mm ≤ tp ≤ 26 mm

4 ≤ n ≤ 2 + 2 hRHS / p2

d0 = d + 2 mm (d ≤ 24 mm)

d0 = d + 3 mm (d > 24 mm)

1,2 d0 ≤ e2 ≤ 1,5 - 2,0 d

1,2 d0 ≤ e1

2,2 d0 ≤ p2 ≤ min (5,0 d ; 14 tp ; 200 mm)

EN 1993-1-8, RHS

Rys: Autor

NEd NEd

tp tp

A B C

p2 p2e1 e1

e2 e2 e2e3 e3 e3

Przypadek C:

EN 1993-1-8, RHS

Rys: Autor

NEd NEd

tp tp

A B C

p2 p2e1 e1

e2 e2 e2e3 e3 e3

Przypadek C, cd:

√{K NEd / [n (1+δ)]} ≤ tp ≤ √(K NEd / n)

K → #t / 51

NRd = min (n Ft, Rd ; n Bp,Rd ; N1, Rd)

Ft, Rd → #10

Bp,Rd → #11


N1, Rd = tp2 (1 + d a1) n / (K γM2)

a1 → #t / 51

NEd / NRd ≤ 1,0

Żebra

• Podparcie belek poprzecznych

(połączenie podciągu z belkami drugorzędnymi);

• Usztywnienie smukłego środnika (zabezpieczenie przed lokalną utratą stateczności);

• Usztywnienie smukłej półki

(zabezpieczenie przed lokalną utratą stateczności);

• Zwiększenie nośności środnika na ścinanie. Rys : Autor

Podparcie belek poprzecznych (połączenie podciągu z belkami drugorzędnymi)

Rys : Autor

Usztywnienie smukłego środnika (zabezpieczenie przed lokalną utratą stateczności);

Usztywnienie smukłej półki (zabezpieczenie przed lokalną utratą stateczności);

Prawdopodobieństwo utraty stateczności lokalnej dla kilku małych paneli jest dużo niższe, niż dla jednego dużego panelu.

Rys : Autor

Zwiększenie nośności środnika na ścinanie.

Rys : Autor

1. Podpora skrajna bez

żeber

2. Żebro podatne nad podporą skrajną

3. Zebro sztywne nad

podporą skrajną

4. Żebro poprzeczne

5. Żebro poprzeczne nad podporą pośrednią

6. Żebra podłużne

7. Żebra poprzeczne słupa

8. Żebra ukośne

Rys : Autor

Położenie żeber

Rys: Autor

Pionowe (2, 3, 4, 5): nad

podporami, w

połączeniach podciągów z belkami poprzecznymi,

w miejscach przyłożenia dużych sił skupionych.

Poprzeczne (7): w osiach

półek;

Podłużne (6): h / hc= 1/3 -1/2;

Ukośne: w połączeniach słupów z belkami.

h

h

hc

hc

ściskanie

ściskanierozciąganie

rozciąganie

Wymiary żebra

a

hw

bs

ts

tw

Rys : Autor

Warunki:

Niezależne od obciążenia Zależne od obciążenia

Warunek: Żebro: Żebro: Warunek:

Grubość przyległego elementu

(#t / 64)

2, 3, 4, 5, 7 2, 4, 5, 7 Docisk

(#t / 69)

Klasa przekroju

(#t / 65)

2, 3, 4, 5, 6,

7, 8

2, 4, 5, 7 Ściskanie osiowe

(#t / 70 - 76)

Stateczność na wyboczenie skrętne (#t / 66)

2, 4, 5, 7 6 Nosność przekroju

(#t / 77)

Sztywne podparcie środnika

(#t / 67)

2, 4, 5, 7 8 Żebro ukosne

(#t / 78 - 79)

Sztywne skrajen żebro podporowe

(#t / 68)

3 2, 3, 4, 5, 6,

7, 8

Spoiny

(#t / 80)

Grubość żebra w stosunku do grubości sąsiednich elementów:

ts ≥ grubość środnika belki drugorzędnej

lub

ts ≥ grubość półki belki

Rys : Autor

Klasa przekroju:

W Eurokodzie nie ma sprecyzowanych wymagań odnośnie klasy przekroju żebra, ale wszystkie formuły operują pełnymi charakterystykami geometrycznymi (a nie efektywnymi, jak dla IV klasy przekroju). Z tego

powodu zaleca się przyjąć żebra jako elementy o klasie nie wyższej niż III.

bs / ts ≤ 14 ε

Stateczność na wyboczenie skrętne:

JT / Jp ≥ 5,3 fy / E

JT = bs ts3 / 3

Jp = bs3 ts / 3 + bs ts

3 / 12

Sztywne podparcie środnika:

a / hw ≥ √2 → Jst ≥ 1,50 hw3 tw3 / a2

a / hw < √2 → Jst ≥ 0,75 hw tw3

Jst = 2 [ bs3 ts / 12 + bs ts (bs + tw)

2 / 4 ]

Sztywne skrajne żebro podporowe:

Dwie pary żeber: 2 As ; Ws, x

e ≥ 0,1 hwAs ≥ 4 hw tw2 / e

Ws, x ≥ 4 hw tw2 (dwuteownik gorącowalcowany jako żebro skrajne)

EN 1993-1-5 fig. 9.6

Docisk do półek belki

Fs, Ed / (2 cs ts fy) ≤ 1,0

cs

bs

Rys : Autor

Żebro traktujemy jak pręt, ściskany osiowo siłą Ns, Ed;

Analizujemy wyboczenie giętne względem osi x;

Przekrojem jest przekrój żebra i współpracującej części środnika (przekrój ┼);

Nośność żebra poprzecznego

Siła osiowa Ns, Ed uwzględnia imperfekcje żebra;

Uwzględniamy dodatkowo imperfekcje środnika, reprezentowane przez dodatkowe obciążenie q;

Analizujemy interakcję między siłą osiową Ns, Ed, wyboczeniem względem x i momentem zginającym Ms, Ed (q).

Rys : Autor

Ns, Ed = max (Fs, Ed + ∆Nst ; V*Ed + ∆Nst ; 0)

Fs, Ed – siła przyłożona do żebra (z belki poprzecznej, z podpory...); możliwy jest przypadek Fs, Ed = 0 (gdy jedyną funkcją żebra jest podparcie wiotkiego środnika → #t / 72 );

∆Nst = σm b2 / π2 – wpływ imperfekcji żebra (b = hw dla żeber);

V*Ed = max [VEd - fyw hw tw / (λw γM1 √3) ; 0] – część siły większa niż nośność „gołego” środnika

VEd – siła ścinająca w odległości 0,5 hw od krańca panelu z największą siłą ścinającą;

γM1 = 1,0;

λw → #t / 73;

σm → #t /74;_

_

_

Ns, Ed = ∆Nst (gdy jedyną funkcją żebra jest podparcie wiotkiego środnika)

Ns, Ed > ∆Nst

Warunki ze str. #t / 70 są spełnione, jeżeli:

Jst ≥ (1 + 300 w0 u / b) (σm b4) / (E π4)

Jst = 2 [ bs3 ts / 12 + bs ts (bs + tw)

2 / 4 ]

Konieczność sprawdzenia całego algorytmu obliczeniowego (#t / 70 - #t / 76):

q = π σm (w0 + wel) / 4

σm → #t /74;

w0, u, wel → #t / 75;

b = hw

EN 1993-1-5 A.3

α = a / hw

α < 1,0

kτ kzts + 4,00 + 5,34 / α2 kzts + 5,35 + 4,00 / α2α ≥ 1,0

kzts = max { [2,1 3√ (Jst / hw)] / tw ; [9 hw2 4√ (Jst / (hw t3w))] / a2 }

Jst – względem osi z dla żeber podłuznych;

Jeśli brak żeber podłużnych, kzts = 0

Wpływ smukłości na nośność:

Rys: Autor

λw = hw / (86,4 tw ε) λw = hw / (37,4 tw ε √kτ )_ _

σm = (σcr, c / σcr, p) (1 / a1 + 1 / a2) Neq- axial / bσcr, c = π2 E tw2 / [ 12 (1 - ν2) a2 ] ≈ 190 000 (tw / a)2 [MPa]σcr, p = kσ (28,4 ε)2 fy (tw / b)2 ≈ 190 000 kσ (tw / b)2 [MPa]

a = (a1 + a2) / 2 (zazwyczaj a = a1 = a2)

b = hw

kσ – dla środnika zgodnie z EN 1993-1-

5 tab. 4.1

Neq- axial → #t / 75;

Rys: Autor

w0 = s / 300

s = min (a1 ; a2 ; b)

wel = b / 300

u = max [ 1,0 ; π2 E emax γM1 / (fy 300 b) ]

emax = bs / 2

b = hw

Neq- axial = max (NEd, 1 ; σmax A / 2 )

σmax jest analizowane, gdy w belce jest zginanie lub zginanie i siła osiowa (MEd lub

MEd + NEd,1)

Ms, Ed = q hw2 / 8

χx = χx (c, ┼, lcr) (zgodnie z wyk #5)lcr = 0,75 hw

NRd = A┼ fy / γM0MRd = W┼, x, el fy / γM0

Ns, Rd / (χx NRd) + Ms, Ed / MRd ≤ 1,0 - ∆0, x

Klasa przekroju ┼ 1 or 2 3 or 4

∆0, x 0,1 + 0,2 [ (W┼, x, pl / W┼, x, el) - 1] 0,1

tw

ts 15 ε tw15 ε tw

EN 1993-1-1 NA.20

Rys: Autor

Nośnośćprzekroju (żebra podłuzne)

EN 1993-1-5 9.3.4

Dwie metody analizy:

1.

Żebra podłużne są traktowane jako część przekroju; ustala się na nowo klasę przekroju i charakterystyki geometryczne

2.

NEd, eq = σcomp, max Acomp / 2NRd = 2 bh-s th-s fy

NEd,eq / NRd ≤ 1,0

Rys: Autor

Żebra ukośne

Rys: fgg.uni-lj.si

Rys: Autor

Możliwość zwiększenia nośności i sztywności poprzecznie ścinanego środnika słupa ;

Żadko używane, niemal wyłącznie w węzłach rygiel-słup w słupach zewnętrznych;

Brak informacji w Eurokodzie;

Brak jasnych wytycznych w literaturze;

MEd

MEd

hIc

hIb

α

F1 F1

F1

F2

F2

F2

F3

F1 = MEd. / hIc

F2 = MEd. / hIb

F3 = √ (F12 + F22)

Zgodnie z literaturą, jeżeli nośność żebra ukośnego i spoin jest wystarczająca dla przeniesienia siły F3, to:

nośność środnika słupa przy poprzecznym ścinaniu Vwp, Rd → ∞ (→ #12);

sztywność środnika słupa k2 → ∞ (→ #21, #22);

Rys: Autor

Spoiny

Żebra pionowe i poprzeczne:

wykład #9 przykład 1, FV = max (Fs, Ed ; V*Ed ; 0) → #t / 71;

Żebra podłużne:

wykład #9 przykład 6a, s1, t1 w maksymalnej wartości dla rozważanego elementu;

Żebra ukośne:

wykład #9 przykład 2, Fy = F3 → #t / 79;

Nośność L przyspawanego jednym ramieniem:

NRd = Aeff fy / γM1

L - dodatkowe reguły

Rys : Autor

Zalecenie:

b1 ≈ b – 30 mm

b2 ≈ b + 30 mm

t1 = t2 b2 / b1

Redystrybucja sił:

t = (t1 + t2) / 2

b = (b1 + b2) / 2

Afp = t b

Jfp = 2 [b t3 / 12 + b t (h / 2)2]

Rys: Autor

Spawany styk uniwersalny

min 10 mm

min 30o

min 10 mm

min 30o

h ≥ 25 mm; h ≥ 3 t r ≥ 25 mm; r ≥ 3 t

t t

h r r

t

Rys: Autor

→ #8 / 17

Geometria połączeńEN 1993-1-8 tab 3.9

Swożnie

FEdd0

a

c

Jeśli dana jest grubość blachy:a ≥ [FEd γM0 / (2 t fy)] + 2 d0 / 3c ≥ [FEd γM0 / (2 t fy)] + d0 / 3

FEdd0

2,5 d0

0,75 d0

1,6 d0

0,3 d01,3 d0

Jeśli dana jest geometria blachy:t ≥ 0,7 √ [FEd γM0 / fy]

d0 ≤ 2,5 t

Rys: Autor

σh, Ed / fh, Rd ≤ 1,0

σh, Ed = 0,591 √ [E FEd, ser (d0 - d) / (d2 t)]

fh, Rd = 2,5 fy / γM6, ser

Docisk dla swożniEN 1993-1-8 3.13.2

Jb / Jc ≥ 20 20 > Jb / Jc ≥ 10 10 > Jb / Jc

Bez płytki centrującej Płaska płytka centrująca Wyoblona płytka centrująca

Zginanie płytki głowicy

Spoiny między płytką a trzonem słupa

Docisk płytki centrującej do belki

Spoiny płytki centrującej

Docisk płytki centrującej do płytki głowicy



Docisk płytki do trzonu


Spoiny płytki centrującej

Docisk płytki centrującej do płytki głowicy



Docisk płytki do trzonu

Głowice kolumn Rys : Autor


EN 1337-6

Łozyska

Belka (dla wyoblonej płytki centrującej):

NEd / bf ≤ 23 r fu2 / (E γM) γM = 1,0

lub (dla płaskiej płytki centrującej):

NEd / bf ≤ fy (2 tf + bf) / γM γM = 1,1Płytka centrująca (płaska lub wyoblona):

NEd / bf ≤ fy (2 tr + bf) / γM γM = 1,1

tf

tr

r

b

L bf

L ≈ bf ≈ hc hc

Rys : Autor

Alternatywnie, PN B 03200:

Docisk płaskich elementów do siebie:

NEd / Acontact ≤ 1,25 fy

Docisk elementu płaskiego do wyoblonego:

0,42 √ [ E NEd / (bf r) ] ≤ 3,6 fy

Docisk płytki centrującej do płytki górnej

NEd / ( L b fy ) ≤ 1,0

Płytka centrująca - element gruby i wąski; naprężenia na styku obu płytek mają niemal stałą wartość.

σ σ

Rys : Autor

Spoiny między płytką głowicy a trzonem słupa

Wykład #9, przykład #3

Spoiny między płytką centrująca a płytką glowicy

Rys : Autor


Z płytką centrującą:tcp ≥ min { tf ; √[ (3 NEd l12) / (a b fy) ] - tr }

Bez płytki centrującej:tcp ≥ min {tf ; √[ (3 NEd l2) / (a b1 fy) ]}

tcptcp

tcp

Analogia - krótki

wspornik

Rys : Autor

Docisk płytki głowicy do trzonu słupa

Płytka głowicy - element cienki i szeroki; naprężenia na styku płytki i trzonu mają rozkład silnie nieliniowy; przybliżamy go założeniem o stałej dużej wartości w części centralnej i zerowej na krańcach. Równomierny rozkład naprężeń w trzonie słupa pojawia się dopiero w pewnej odległości od końca słupa.

Ned / Aeff ≤ fy

2 tcp + b

2 tcp + b

b

tcp

σ

σ

σ

σ Rys : Autor

Obliczanie nośności węzłów kratownic

Modele zniszczenia węzłów kratownic

Rola i rozmieszczenie żeber poziomych i pionowych

Obliczenia żeber pionowych

Obliczenia głowic słupów

Zagadnienia egzaminacyjne

Documents

Konstrukcje metalowe Wykład XV Poł ączenia spawane (cz ęśćfootbridge.pl/stud/z/sn1/kbi/w115pl.pdf · 2019. 10. 18. · Poł ączenia spawane (cz ęść III) Spis tre ści Interakcje