шпоры по металлам 1сместр

16. хорошо сваренные встык соединения имеют маленькую концентрацию напряжений у начала наплава шва, поэтому их прочность зав-т от прочностных хар-к основного Ме и Ме шва. В стыковом шве при д-и силы N распред-е напр-й по длине шва прин-ся равномерным, рабочая толщина шва прин-ся = меньшей из толщин соед-х эл-в.

=, ι_w=ι- 2t

для стыковых соед-й, в к-х невозможно обесп-ть полный провар по толщине свар-х эл-в путем подварки корня шва или применения остающейся стальной подкладки принимают t=0.7t Расчетное сопротивление стыкового соед-я прин-ся при сжатии R_wy=R, при растяжении (осевом изгибе) проверенного физическими методами контроля R_wy=R, прирастяжении соед-я не проверенного физическими методами контроля R_wy=0,85R, при сдвиге R_s^св=R_s, где R и R_wy – расчетные сопротивления основного Ме. Если R^св<R и в стыковом эл-те R_wy< действ-х напряжений, то для ↑ длины шва его делают косым tgα=2:1

, , l_w=(b/sinα)-2t – расчетная длина косого шва. При д-и изгибающего мом-та σ_ш=M/W≤R^свγ. W=tl²_ш/6 – момент сопротивления шва. R^св – расчетное сопрот-е сварного стыкового соед-я сжатию или растяжению. Сварные соед-я встык, работающие одновременно на норм-е напр-я и срез:

18. В к-х со сварными соед-ми следует предусматривать применение высокопроизводительных механизир-х способов сварки; обесп-ть свободный доступ к местам вып-я сварных соед-й с учетом выбранного способа и технологии сварки. Разделку кромок под сварку следует принимать в соответствии с действ-ми нормами. Размеры и форму сварных угловых швов следует принимать с учетом: а) катеты угловых швов k_f д. б. ≤1,2t, где t – наименьшая толщина соединяемых элементов; б) катеты угловых швов k_f следует принимать по расчету, но ≥ указанных в СНиП в) расчетная длина углового сварного шва д б ≥4k_f и ≥40 мм; г) расчетная длина флангового шва д б ≤85_f k_f (_f – коэф-т, приним-й по СНиП), кроме швов, в кот-х усилие д-т на всем протяжении шва; д) размер нахлестки д б ≥5 толщин наиб-е тонкого из свар-х эл-в; е) соот-я размеров катетов угловых швов следует прин-ть 1:1. При разных толщинах свар-х эл-в доп-ся прин-ть швы с неравными катетами, при этом катет должен соответствовать треб-м СНиП; ж) в к-х, восприн-х динам-е и вибрац-е нагрузки, а т.ж. возводимых в климатических районах I₁, I₂, II₂ и II₃, угловые швы следует -ть с плавным переходом к основному металлу при обосновании расчетом на выносливость или на прочность с учетом хрупкого разрушения. Для прикрепления ребер ж-ти, диафрагм и поясов сварных двутавров и к-й гр. 4 доп-ся применять односторонние угловые швы, катеты которых k_f следует принимать по расчету, но ≥ указанных СНиП. Применение этих одностор-х угловых швов не доп-ся в к-х: гр. I; эксплуатируемых в среднеагрессивной и сильноагрессивной средах (классификация согласно СНиП по защите строит-х к-й от коррозии); возводимых в климат-х районах I₁, I₂, II₂ и II₃. Для расчетных и конструктивных угловых швов в проекте д б указаны вид сварки, электроды или сварочная проволока, положение шва при сварке. Сварные стыковые соединения листовых деталей следует вып-ть прямыми с полным проваром и с применением выводных планок. В монтажных условиях доп-ся односторонняя сварка с подваркой корня шва и сварка на остающейся стальной подкладке. Применение комбинир-х соед-й, в кот-х часть усилия восприн-ся сварными швами, а часть – болтами, не доп-ся. Применение прерывистых швов и электрозаклепок, вып-х ручной сваркой с предварит-м сверлением отверстий, доп-ся только в к-х гр. 4.

20. Болты грубой, норм-й и повыш-й точности расчит-ся на срез и смятие при работе соед-й на сдвиг. Если сила в соед-и направлена парал-но оси болтов, то они работают на растяжение. Расчетное усилие, к-е м. б. воспринято одним болтом:

N_b = R_bs _b An_s; на срез

N_b = R_bp _b d t; на смятие

N_b = R_bt A_bn на растяжение

d – наружний Ø стержня болта; A=πd²/4 – расчетная площадь сечения болта; A_bn – площадь сечения болта; ∑t – наименьшая суммарная толщина эл-в, сминаемых в одном направлении, n_s – число расчетных срезов одного болта, γ_b – коэф условия работы соед-я.

Для одноболтовых соед-й следует учитывать коэф условия работы γ_с. Кол-во болтов в соединении n при д-и силы N:

, N_min – меньшее из знач-й расчет-го усилия для одного болта, вычис-х согласно треб-м СНиП. При д-и на соед-е мом-та, вызывающего сдвиг соед-х эл-в, распределение усилий на болты следует принимать пропорционально расстояниям от центра тяжести соед-я до рассматриваемого болта. В болтах раб-х на срез и растяжение, каждое напряжение провер-ся отдельно. При работе на срез от одновременного д-я прод-й силы и мом-та болты следует проверять на равнодействующее усилие.

26. Балки составного сечения применяют, когда прокатные балки не удовлетворяют условиям жесткости, прочности, общей устойчивости, т.е. при больших пролетах и больших изгибающих моментах, а также они экономичнее. Составные балки применяют обычно сварными. Сварные балки экономичнее клепаных.

Высота балки определяется экономическими соображениями, max допустимым прогибом балки и строительной высотой перекрытия. Т.к. масса поясов и стенки с изменением высоты балки изменяются неодинаково – одна убывает, др. возрастает, то нужна такая высота при которой суммарный вес поясов и стенки будет наименьший, эта высота называется оптимальной , где К- коэф. зависящий от конструктивных коэффициентов поясов и стенки. Минимальная высота балки определяется жесткостью балки – ее предельным прогибом. Минимальная высота балки обеспечивает необходимую жесткость при полном использовании несущей способности материала.

Наиболее целесообразно принимать высоту балки близкой к h_опт, определенной из экономических соображений, и не меньшей h_min, установленной из условия допустимого прогиба балки. Принятая высота балки в сумме с толщиной настила не должна превышать заданную строительную высоту перекрытия.

Толщина стенки. Для определения наименьшей толщины стенки из условия ее работы на касательные напряжения используем формулу Журавского: , где Q- max поперечная сила, S- статический момент полусечения балки, I- момент инерции сечения балки, t_ст- толщина стенки, R_s- расчетное сопротивление материала стенки на срез, =>

Чтобы обеспечить местную устойчивость стенки без дополнительного укрепления ее продольным ребром необходимо: , где R_y- расчетное сопротивление стали изгибу.

Для балок высотой 1-2м значение толщины стенки: : t_ст=7+3h/1000

Пояса балки. Толщина стенки:. Ширина горизонт. листов , из условия обеспечения общей устойчивости. Т.ж. . Наибольшую ширину горизонтальных листов опред. Их местной устойчивостью и равномерностью работы по ширине, в сечениях работающих упруго: где b_cв- свес пояса, t_п- толщина пояса, R_y- расчетное сопротивление стали изгибу.

Подбор сечения балок состоит в определении размеров поясов стенки балки, исходя из заданных технологическим заданием условий, экономичности, прочности, устойчивости и технологичности изготовления. Процесс подбора сечения:1) опред. нормативную и расчетную нагрузки на балку: g_гб=[(p^н+p^н_н+p^н_бн)+g^н]l; g_гб^p=[(p^н+p^н_н+p^н_бн)_f1+g^н _f2]l, где p^н- нормативное значение пост. Нагр.; p^н_н- норм. Нагр. От собствен. Веса настила; p^н_бн- норм. Нагр. От веса БН; g^н- временная нагр. На насил; 2) подбираем треб. момент сопротивл. 3) опред. Высоту балки и толщину;4) находим моменты инерции и по ним опред. Ширину полки, стенки ГБ

8. Поведение под нагрузкой центрально растянутого элемента полностью соответствует работе материала при простом растяжении. Предельные состояния первой группы центрально растянутых элементов проверяются расчетом по прочности и непригодности к эксплуатации. Прочность проверяется путем сравнения напряжений, вычисленных от расчетных нагрузок, с расчетным сопротивлением, установленным по временному сопротивлению, умноженным на коэффициент условий работы γ и деленным на коэффициент надежности γ^в: N/ А_нт ≤ R_в γ/ γ_в где N - продольная сила, определяемая от расчетных нагрузок; А_нт – площадь нетто растянутого элемента; R_в – расчетное сопротивление, установленное по σ_в; γ_в- коэффициент надежности, обеспечивающий необходимые запас против разрушения стали и принимаемые равным 1,3; γ - коэффициент условий работы растянутого элемента, учитывающий особенности работы различных конструкций. Пригодность к эксплуатации центрально растянутых элементов устанавливается путем ограничения развития деформаций только упругой областью. При наступлении текучести в растянутом элементе при свободном деформировании удлинение проходит сразу всю площадку текучести. Поэтому расчетом производится вторая проверка – упругая работа растянутого элемента путем сравнения продольных напряжений вычисленных от расчетных нагрузок, с расчетным сопротивлением R, установленным по пределу текучести и умноженным на коэффициент условий работы γ: N/ А_нт ≤ R γ.Для внецен-но растя-ых эл-ов из пластич сталей предельное сос-ние по прочности определяется с учетом развития пласт деф-ций развитие пласт деф при наличии М N приводит к образованию шарнира пластичности при этом положение н . о. в процессе развития деф-ций смещается

48. Тонкостенное трубчатое сеч-е благоприятно для сжатых Эл-тов распред-ем мат-ла отн-но ц.т. и имеет наиб радиус инерции одинак во всех направлениях, что позволяет получить стержни наим гиб-ти. У труб хорошая обтекаемость, более стойкие против коррозии, что повыш долговечность. Внутреннюю полость трубы герметизируют. Но трубы трудно сопрягать и дорого стоят.

Прямоуголные гнутозамкнутые сеч-я упрощяют узлы сопряжения Эл-тов , но требуют высокой точности изгот-я. Толщина профиля составляет 10-12мм. Большие пластич деф-ции в углах снижают хрупкую прочность, поэтому нельзя использовать в констр-циях при низких темпер-ах.

Сеч-я из 2-х уголков имеют большой диапазон площадей, удобны для конструирования узлов на фасонках и прикрепления примык-щих к фермам к-ций. Недостатки таких сеч-й – много Эл-тов с разными типоразмерами, большой расход мет-ла на фасонки и прокладки, трудоемки, щели м/у уголками, а сеч-я из 2-х уголков неэф-ны при работе на сжатие.

При относит-но небольших усилиях стержни выполняют из одиночных уголков, к-ое проще в изготовлении, т.к. имеет меньше сборочных деталей и нет щелей, закрытых для очистки и окраски. Но такие сечения не имеют осмии симметрии, поэтому решетка прикрепляется к поясным уголкам с внутренней стороны.

Широкополочные двутавровые профили а также тавры, полученные разрезкой двутавров создали условия для проектирования ферм со стержнями из одиночного профиля вместо сеч-я из 2-х уголков. Такое сечение экономит мет-л, менее трудоемка. Если пояс ферм помимо осевого усилия работает также на изгиб, то рационально сеч-е из двутавра или 2х швеллеров.

Сеч-я часто принимаются из разного вида профиля: пояса из двутавров, решетка из гнутых профилей, или пояса из тавров , решетка и парных или одиночных уголков.

В каж-ом случ. Выбор типа сеч-я эл-ов Ф определ-ся условиями работы кон-ции, возмож-тью изготовления, наличием сортамента и эком-ми соображениями

7. виды напряж: основные напряж – напряж, определяются по усилиям, установленным для принятой идеализированной расчет схемы. Они уравновешивают внеш воздействия и определяют несущ способность эл-ов кон-ций. Допол напряж – напряж, возник от усилий, не учитываемых идеализир расчет схемой. При пластич мат-ле не оказывают сущ-го влияния на несущ способность кон-ции, т к при расчетных нагрузках мат-л в местах перенапряжения переходит в пластич-е сост-ие, при этом дополнит напряжен или уменьшаются или снимаются. Повышение напряжения приводит к раннему развитию пластич деф-ций. Это снижает моменты, а в пределе при развитии пласт деф-ций по всему сечению, узел свободно поворачивается, благодаря этому предельн нагрузка получается такой же, как и при действии одной продольной силы. Местные напряж – напряж, ко-ые возник в локальных областях сечений или элемента от сосредоточен нагрузки. М.б.2-х видов: в результате внеш воздействий; в местах резкого изменения или нарушения сплошности сечения, где происходит концентрация напряжений. Могут привести к развитию пластич деф-ций, трещинам или потере устойчивости в тонких эл-ах сечения Начальные или остаточные - напряж, ко-ые имеются в ненагруженном внешней нагрузкой эл-те, появл в резул-те неравномерного остывания после прокатки или сварки или в результате предшествующей работе эл-та или его пластич деф-ции. При неблагоприят распределение напряжений развит пластич деф-ций м/т оказаться затрудненным, появляется опасность хрупкого разрушения.

Учет развития пласт деф-ций 4-я теор пластич ( пластич наступ тогда, кА-да потенциал энергия (работа) измениния форм тела достиг мах величины.σ_пр= √σ₁²+ σ₂²+ σ₃²-(σ₁ σ₂ +σ₂ σ₃+ σ₃ σ₁)=√2(τ₁₂²+ τ₂₃²+ τ₃₁²)= σ_т условия пластич σ_пр= √σ_х²+3τ_ху= σ_т при простом сдвиге σ_пр= √ 3τ_ху²= σ_т при τ_ху= σ_т√ 3=0,58σ_т по 3-й теории прочности τ_ху= 0,5 σ_т

Вопросы по МК.

1. История развития МК и область их применения.

2. Требования к МК, их достоинства и недостатки. Организация и стадии проектирования.

3. Материалы для МК. Классификация сталей; состав, свойства, показатели кач-ва сталей. Выбор марок сталей.

4. Работа сталей под нагрузкой, влияние концентраторов напряжений, повторного нагружения, низких отрицательных температур; хрупкое разрушение.

5. История развития методов расчета МК. Метод расчета по предельным состояниям.

6. Характеристика по предельным состояниям МК.

7. Виды напряжений и их влияние на работу МК. Учет развития пластических деформаций.

8. Предельное состояние центрально и внецентренно растянутых элементов и их расчет.

9. Предельное состояние центрально сжатых элементов и их расчет.

10. Предельное состояние внецентренно сжатых элементов и их расчет.

11. Предельное состояние и расчет изгибаемых элементов.

12. Местная устойчивость элементов сечения: суть явления и основы расчета.

13. Сортамент. Листовая, профильная и сортовая сталь, гнутые профили.

14. Виды сварки и сварных соединений. Классификация сварных швов.

15. Сварные напряжения и деформации: механизм их возникновения, влияние на работу конструкций и мероприятия по предотвращению.

16. Работа и расчет стыковых сварных швов на действие осевой силы и изгибающего момента.

17. Работа и расчет угловых лобовых и фланговых сварных швов.

18. Конструктивные требования к сварным соединениям.

19. Характеристика и работа болтовых и заклепочных соединений. Виды болтов.

20. Расчет болтовых соединений на растяжение и сдвиг.

21. Соединение на высокопрочных болтах: работа и расчет.

22. Конструирование болтовых соединений.

23. Общая характеристика и компоновка балочных площадок.

24. Настилы балочных площадок и их расчет.

25. Подбор и проверка несущей способности сечений прокатных балок и их жесткости. Учет упруго-пластической стадии работы.

26. Компоновка и подбор сечения составных балок.

27. Изменение сечения составной балки по длине.

28. Проверка прочности, жёсткости и общей устойчивости составных балок.

29. Проверка и обеспечение местной устойчивости элементов сечения составных балок.

30. Монтажные и заводские стыки прокатных и составных балок: конструирование и расчет.

31. Конструкция и расчет узлов сопряжения главных балок с колоннами и опорных частей балок.

32. Бистальные и преднапряженные балки, особенности их конструкции и работы.

33. Конструкция и расчет узлов сопряжения балок настила и главных балок.

34. Балки с перфорированной и гибкой стенками, особенности их конструкции и работы.

35. Общая характеристика конструкции колонн сплошного и сквозного сечения.

36. Влияние решеток и планок на устойчивость сквозных колонн.

37. Подбор сечения и проверка устойчивости колонн сплошного сечения.

38. Подбор сечения и проверка устойчивости колонн сквозного сечения.

39. Конструирование и расчет базы центрально сжатых колонн.

40. Конструирование и расчет оголовков при шарнирном и жестком сопряжении колонн с балками.

41. Системы и компоновка ферм, их очертания , размеры, системы решеток. Строительный подъем.

42. Сбор нагрузок на ферму. Усилия в стержнях фермы и их определения.

43. Исходные предпосылки для составления расчетных схем ферм. Действительная работа ферм под нагрузкой.

44. Устойчивость ферм и связи покрытия. Определение расчетных длин сжатых стержней.

45. Подбор сечений центрально сжатых и растянутых стержней ферм.

46. Подбор сечения стержней фермы при действии момента их продольной силы.

47. Предельные гибкости стержней, подбор сечений по предельной гибкости.

48. Типы сечений стержней легких ферм. Примеры конструкции узлов ферм.

49. Тяжелые фермы: особенности работы и расчета. Стержни и конструкции узлов тяжелых ферм.

50. Предварительно напряженные фермы: конструктивные решения, особенности работы и расчета.

9. Предельные состояния центрально сжатых элементов и их расчет. Предельные состояния сжатых жестких стержней определяются развитием пластических деформаций при достижении напряжениями предела текучести, а гибких стержней - потерей устойчивости. Расчет на прочность. Расчет на прочность центрально сжатых элементов выполняется так же, как и центрально растянутых. Вместе с тем в этом случае могут быть учтены некоторые отличительные особенности работы материала на сжатие. Например, проверка прочности элементов с соединениями на болтах повышенной прочности может быть выполнена по сечению "брутто", т. е. без учета ослабления сечения отверстиями. При малой длине выступающей части сжатого элемента его сечение определяется расчетом на местное смятие торцевой поверхности по формуле с заменой в ней расчетного сопротивления R на R_см.т=R_в. Проверка устойчивости гибких стержней, сжатых осевой силой. Прямой стержень при нагрузке его осевой силой до критического состояния имеет прямолинейную форму устойчивого состояния. При достижении силой критического значения его прямолинейная форма перестает быть устойчивой, стержень изгибается в плоскости, меньшей жесткости, и устойчивым состоянием у него будет новая криволинейная форма. Но уже при незначительном увеличении нагрузки искривление стержня начинает быстро нарастать и стержень теряет несущую способность. Для упругого стержня, сжатого осевой силой шарнирно закрепленного по концам, критическую силу определяют по формуле, выведенной в 1744 г. Л. Эйлером: N_кр = π²EI/l₀². Соответственно критические напряжения:, где i_min = √I_min/A - площадь поперечного сечения без учета ослабления отверстиями для заклепок и болтов; λ=l₀/i_min - гибкость стержня, равная отношению расчетной длины стержня к радиусу инерции его сечения; i₀ = μ  - расчетная длина стержня; μ - коэффициент приведения полной длины стержня L к расчетной, принимаемые в зависимости от условий закрепления стержня и его нагруження. λ≥π√Е/σ_пц. При средних и малых гибкостях стержня (потеря его устойчивости происходит в упругопластической стадии работы материала при σ_пц<σ₀<σ_Т ). Пока стержень сохраняет прямолинейную форму, напряжения распределяются равномерно по сечению σ₀ . При отклонении стержня от прямолинейного состояния на эти напряжения накладываются напряжения изгиба. Со стороны дополнительного сжатия от изгиба материал работает в упругопластической стадии, со стороны растягивающих напряжений от изгиба материал работает упруго. Т о, часть сечения 1 работает в упругой стадии с модулем деформаций Е, часть сечения 2-в упругопластической стадии с модулем деформации . Эпюра приращений внутренних напряжений ∆σ_i является самоуравновешенной. Поскольку,  нейтральная ось изгиба вмещается в сторону растягивающих напряжений, и внешний момент получает приращение. Приращение момента внутренних напряжений от изгиба. В критическом состоянии приращение момента внешних сил равно приращению момента внутренних напряжений. Из этих условия можно определить величину критической силы при работе материала в упругопластической стадии. Формулу Эйлера можно расширить и на этот случай работы стержня, если принять вместо постоянного модуля упругости Е переменный приведенный модуль момент инерции упругой части сечения 1; момент инерции упругопластической части сечения 2; общий момент инерции. Тогда формула запишется в виде: σ_кр = π²Т/λ².

10. Предельные состояния внецентренно сжатых элементов и их расчет. Предельные состояния внецентренно сжатых жестких элементов определяются несущей способностью по прочности или развитием пластических деформаций, а гибких внецентренно сжатых - потерей устойчивости. Расчет на прочность. Предельные состояния по прочности внецентренно сжатых (сжато-изогнутых) элементов конструкций при динамических воздействиях, а также элементов конструкций, выполненных из сталей высокой прочности с расчетным сопротивлением R >580 МПа, определяются достижением наибольшими фибровыми напряжениями расчетного сопротивления. Их расчет выполняется по упругой стадии работы материала по формуле: N/A_нт±M_x/I_xнт*y±M_y/I_yнт*x≤R_yγ_c. Для внецентренно сжатых элементов из пластичных сталей с пределом текучести до 580 МПа при действии статических нагрузок п. с. по прочности опред. с учетом развития пласт-ких деф-ций. Развитие пласт. деф-ций при наличии момента и продольной силы так же, как и в изгибаемых элементах, приводит к образованию шарнира пластичности, но при этом положение нейтральной оси в процессе развития пласт. деф-ций смещается. При увеличении момента и продольной силы на одной из сторон стержня фибровые напряжения достигают предела текучести и затем останавливаются в своем развитии. Напряжения в прочих фибрах (угол наклонной части эпюры напряжений) продолжают расти, пока, наконец, напряжения на другой стороне стержня не достигнут предела текучести, после чего пластичность распространяется на все фибры сечения. Очевидно, что разность площадей эпюр напряжений, умноженная на σ₀, равна предельной продольной силе N_пр = σ_TA₁, где A₁ и A₂ - площади частей сечения. Площадь определяет одну составляющую пары изгибающего момента; такая же площадь на другой стороне сечения должна определять вторую составляющую этой пары. Отсюда предельный момент М_пр = σ_ТА₂е, где е - расстояние между центрами площадей A₁. Т о, в пластической стадии напряжения от продольной силы и момента можно условно разделить. Напряжения от продольной силы занимают среднюю часть - сечения A₁= A-2A₂, а напряжения от момента края на площадях A₂. При развитии шарнира пластичности соотношение предельных продольных сил, отвечающих наличию момента N^м_пр и его отсутствию N⁰_пропределяется отношением , а соотношение предельных моментов, отвечающих наличию продольной силы Mⁿ_пр и ее отсутствию M⁰_пр, определяется отношением. Для прямоугольного сечения связь между этими отношениями выражается параболой. ν² + μ = 1. Для двутавровых сечений эта зависимость ближе к линейной и может быть выражена: ν² – аμν + μ = 1, где а - коэффициент, определяемый характером распределения материала по сечению двутавра. Аналогичный подход может быть использован и при работе стержня на совместное действие двух моментов М_х и М_у и нормальной силы. Образование шарнира пластичности приводит к неограниченному росту перемещений. Для обеспечения эксплуатационной пригодности конструкций проверяют прочность элементов при совместном действии изгиба и осевой силы, как и изгибаемых элементов, по критерию ограниченных пластических деформаций Коэффициенты n, с_х и с_у учитывают степень развития пластических деформаций и зависят от формы сечения. Численные значения этих коэффициентов при n=3 для некоторых типов сечения приведены в прил. 5. Проверка устойчивости внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) элементов. При приложении сжимающей силы с эксцентрицитетом стержень работает как внецентренно сжатый. При одновременном приложении продольной осевой силы и поперечной нагрузки, вызывающей изгиб, стержень будет сжато-изгибаемым. Хотя в том и в другом случае по сечению развиваются напряжения одинакового вида, вызванные продольной силой и моментом, работа стержня в этих случаях несколько отличается главным образом в предельном состоянии при малых гиб-костях. Однако в целях упрощения практических методов расчета (в небольшой запас) сжато-изгибаемые стержни при рассмотрении критического состояния потери устойчивости приравниваются к внецентренно сжатым, имеющим эксцентриситет е = М/N.