Файл: Кулиш В.И. Современные конструктивные формы клееных деревянных мостов учеб. пособие.pdf

Скачать файл
Заказать решение

ВУЗ: Не указан

Категория: Не указан

Дисциплина: Не указана

Добавлен: 03.08.2024

Просмотров: 67

Скачиваний: 0

ВНИМАНИЕ! Если данный файл нарушает Ваши авторские права, то обязательно сообщите нам.

- 75 -

что при увеличении жесткости нагеля (или уменьшении глуби­

ны заделки) можно добиться однозначной эпюры (рио. 3.5в).

Тогда несущая способность нагеля может быть оценена

следующим выражением

 

 

Т ~

Reu ä d ,/

•

 

(5)

 

 

 

 

 

 

 

О

 

Ив условия равенства деформаций нагеля ( у* ) и дефор­

маций древесины, обусловленных

ее скятиег;( у м

),определим

оптимальную глубин-7 заделки.

 

 

 

о

 

Деформация древесины при смятии

 

°

 

 

 

Я с м + 6

 

(6)

 

 

Ус*

*

2 Е а

*

 

 

Ея

 

о

где

- модуль упругости дрэвесины.

 

 

Деформация нагеля из дифференциального уравнения упругой

оси

 

Ун 2 4 Ес J h [ G + ( . i X « » - ’e)].

 

 

 

 

 

(V)

где

Е е

- модуль упругости стали }

 

 

 

ди

- момент инерции поперечного сечения нагом.

 

Выберем глубину заделки нагеля так, чтобн зона обмятая

древесины распространялась на всю его высоту, т.о.

Я » * б .

Тогда

о» а *

___m n

'

о

(8)

 

 

24 ВстЭц

Е д

 

откуда необходимая^ глубина заделки нагеля в ,.ревесжяу опре-

о

делится

a

у

1/ ^ ^

 

(9)

 

 

Ч

в Cfн Е д •

 

Из условия прочности при окалывании

 

о

 

Гм — £ ( dH + Ея) <

о

(Ю)

минимальное расстояние между осями нагелей по длине балки,

учитывая равенство Тсм „

тек , можно назначить

 

Ясм

a d и

+ Ун .

(И )

Яси. 2a+2с!ц

 

 

Минимальное расстояние от торца балки до центра нагели

t K = 2

( a + 0,5 ctH) .

 

Минимальное расстояние между осями спаренных нагаяä 2)

- 76 -

S - S a * d„ .

(13)

Тогда наименьшая ширина балки из условия разыещѳыия спаренных

нагелей

Ь ш 2 (а + dH) +

S .

 

 

( 14)

Сопоставление и анализ теоретических и эксперименталь­

ных [53J результатов показывает, что

при несколько большей дѳ-

формативности соединения укороченный нагель с оптимальной глу­ биной заделки в древесину не уступает по прочности нагелю с глубиной заделки в (5-7) ö« .

І.редполагая, что иѳдду несущей способностью нагеля и

деформациями сдвига, достигающими максимума 0,1см, существует линейная зависимость, по которой можно оценить модуль сдвига свя выражением:

20 Я

при а 4 2с/н

(15)

 

 

Это значение модуля сдвига связующего элемента хорошо согласуется с верхнеГ границей экспериментальных исследований,

проведенных А.В. Шумахером [54].

Несущая способность и жесткость сплошных и комбинированных связующих элементов-

При достаточно частом расположении точечных связей в ви­ де нагелей и кольцевых упоров жесткость шва и несущая способ­ ность связей определяются смятием древесины, однако, это не исключает проверку касательных напряжений в клееной балке,

которые являются определяющими в оценке несущей способности.

Это еще более опасно в том смысле, что нейтральная ось по П стадии проходит в уровне постановки связующих элементов.

Таким образом, хотя тенденция заставить работать мате­ риал основы балок на смятие и хороша, но она в значительной мере нивелируется потребностью проверки на скалывание, являю­ щейся решающим фактором в комбинированных клееных деревянных

Т * 55 (h'+ OJ S) by f R ^

- 77

балках.

Последнее обстоятельство обойі невозможно, и остается

единственный путь-усовершенствование связи. Что касается соб­ ственно связующей части объединительного элемента, то она до­ статочно хорошо конструктивно проработана в оталекелезобетон -

них мостах» Особенность основания связующего элемента в виде

продольной арматуры,с одной стороны,крепяи'"Ч овяэь, о другой,-

- вклеиваемой в деревянною балку,

сводится

к включе­

ніе в совместною работу комбинированной конструкции.

Такой дифференцированный подход позволяет для

оцени* не­

сущей споообности и жесткости собственно связующей части вос­ пользоваться данными, имеющимися в сталехелезобѳтонных мостах,

а особенности работ .’ комбинированных и сплошных связующих элементов в деревобетонных мостах учитывался вводом коэффи­ циента условий работы.

Расс ют^иы последовательно этапы решаемой задачи.

Несущая способность соботвенно связующей части большин­

ства связующих элементов определяется теоретическим путем с корректировкой особенностей работы отдельных элементов, полу­ ченной из сопоставления данных "еории с экспериментом. Для не­ которых иэ названии': связующих элементов несущая способность оценивается формулами [55]:

для гибкой собс овенно связующей части в виде уголков кли

других прокатных профилей (ряс. 3.4э), привариваемых к про­ дольной арматуре

, с ( І б )

для нестк.й собственно сг~зующей части, т- которым могут быть отнесены дугообразные упоры (рис. з.дл)-

Т ~ п> ЯПр by у

(17)
, устрой­
ІОсІа ,

о

- 78 -

 

для отерженьковых упоров (рис. з . 4г )

при

öy <

2,5 ом

и

h h/ d v

214-2

О

,

 

Т

ш 100 ^ іТ п г

,

 

(18)

при

Оу <

2,5 сМ

и hu/ d v

< 4,2

,

 

Г * 24 /іу dy У яр >

 

(19)

для пѳтлвьых и одиночных анкеров (.рис. з.4д)

 

Т

<• %Яа Сои V

+ l0 0 d * fR ,Z .

S in d . г;,

Угод наклона ань.ров, обеспечивающий наибольшую несущую способность в наименьиую податливость оэа сопряжения, по дан­ ным исследований,находится в пределах 45°, при длине петлевого анкера,равной Ширина петли в свету определяется по

формуле

Ь„ •

п3,5 Я

Минимальная длина одиночных анкеров ооставляет 25а',

ство креков при гладкой арматуре обязательно.

Для оплошных с-язующих элементов о переменной . еометрией

в в..де полосы, привариваемой в основании к арматуре с разведе­

нием верхней кромки по синусоиде (рис. з,4и),

неоущал способ­

ность м тэт быть оценена формул'

 

Г * m A h„ Ri» к ■

(20)

В приведенных выше формулах

^

'h ' - величина,равная толщине никяей полки элемента

св',зи,плюс радиус закругления между полкой и стенкой., сіу

S-

толщина .упора,ой;

‘

■бу -

ширина

гибкого, дугообразного упоров, см;

Ьу -

высота

упорл,см;

 

dy ,d -. - диаметр стеркенькового -упора или петлевого анкера;

Fä , Я* - площадь и расчет ое сопротивление петлевого или одиночного анкера;

о

 

 

 

-

т е

-

 

 

 

 

 

 

 

 

 

т

- коэффициент условий работы, ориентировочно прини­

кавшій равный І,б;

 

 

 

 

 

 

Rnp - призменная прочность бетона;

 

 

 

к - количество полуволн на I п.м. длины;

 

 

 

h n

- высота полосы;

 

 

 

 

 

А

- амплитуда

волны

оплошного связующего

элемента.

 

 

Поступая как и выше, при известных относительных упругих

деформациях сдвига

 

£св

отвечающих расчетному значению несу­

щей способности собственна связующих чаотѳй (16-20), модуль

сдвига их. можно оценить хранениями г

 

 

 

для гибких упоров из прокатных профилей

 

 

Л

 

0 , 5 5 ( h ' + o , 5 S ) l R „ f к

 

 

 

О с

-----------I Z --------■

 

 

(2І)

 

для жестких связей

 

 

 

 

 

 

ГП Rpp О, Ä

 

 

■

 

(22)

 

 

100 £св

 

 

 

 

 

М

“

 

'

 

 

 

 

 

для

стѳркеньковых упоров

 

 

 

 

 

£се

>

ПРИ

* 2,5 с м , h y/c/j,

ь 4 ,2 ,

(23)

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

0,24 hvtfC Ь ,

при

dy 4 2,5см ’ hy/aу

4,2,

(24)

Get —

 

 

 

 

 

 

для петлевых анкеров

 

 

 

 

 

 

dg, УRnP Si/1 Oi

.

 

 

(25)

 

 

 

 

к

 

 

 

В выражении (25) деформациями растяжения петли пренебре­

гаем ввиду их малости;

 

 

 

 

 

для сплошных

 

зязувщих элементов

 

 

 

 

т h n Rpp k

 

 

 

(26)'

•I г3

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

100 <?св

 

Рекомендуемые

значения для-' 5 а

и коэффициента условий

работы связи т св

пре,-ставлены в табл. 3.1.

Смотрите также файлы