Среди всех типов балок двутавровая имеет наибольшую прочность, более того, она устойчива к температурным перепадам. Допустимая нагрузка на двутавр бывает указана на маркировке, как размер. Чем больше число, указанное в его наименовании, тем большую нагрузку может воспринимать балка.

Любой расчет предполагает изначальное знание размеров прокатного или сварного профиля, его длины и ширины. Проясним смысл значения ширины на примере самой популярной балочной опоры – колонны.

Пример расчета

Предположим, что в сечении колонны лежит квадрат со стороной 510 мм, тогда на нее можно будет опереть профиль, для которого ширина не может превышать 460 мм. Это связано с тем, что двутавр придется приваривать к железобетонной подушке, а для сварочных швов понадобится запас, по крайней мере, в 40 мм.

После определения ширины переходят к выбору профиля и расчету нагрузки, воздействующей на профиль. Она представляет собой совокупность воздействий от перекрытия, а также воздействий временного и постоянного характера.

На заметку

Нагрузку, выражающую величину нормативной нагрузки, собирают на длину 1 м профиля.

Но, расчет несущей способности двутавровой балки предполагает учет другого воздействия. Чтобы получить расчетную нагрузку, рассчитанное нормативное воздействие умножается на так называемый коэффициент прочности по нагрузке. Остается к результату прибавить уже подсчитанную массу изделия и найти его момент сопротивления.

Полученных данных достаточно, чтобы из сортамента подобрать профиль, необходимый для изготовления сварного профиля. Как правило, с учетом прогиба конструкции рекомендуется выбирать профиль выше на два порядка.

Важно

Сварная металлическая конструкция должна использовать примерно 70–80% от максимально допустимого прогиба.

Усиление ↑

Если несущая способность двутавра оказывается недостаточной, то возникает необходимость ее усиления. Для различных элементов сварной конструкции этот вопрос решается по-разному.

К примеру, для элементов, воспринимающих нагрузки типа растяжения, сжатия или изгиба, используют такой вариант усиления: увеличивают сечение, иначе говоря, повышают жесткость, скажем, приварив дополнительные детали.

Теоретически – это один из лучших вариантов усиления, однако, при его реализации не всегда удается получить требуемый результат. Дело в том, что элементы в процессе сварочных работ нагреваются, а это несет за собой уменьшение несущей способности.

В какой степени можно ожидать такого понижения зависит от размеров двутавра и режима и направления сварочных работ. Если для продольных швов максимальное понижение оказывается в пределах 15%, то для швов в поперечном направлении оно может достичь и 40%.

Внимание

Поэтому при усилении двутавра под нагрузкой категорически запрещено накладывать швы в направлении, поперечном к элементу.

Расчетно и экспериментально было доказано, что оптимального результата усиления под нагрузкой можно получить при максимальном напряжении в 0,8 R_y, то есть 80% расчетного сопротивления стали, которая была использована для изготовления двутавра.

© 2021 stylekrov.ru

Несущая способность на сжатие и механизм разрушения колонны из углепластика и алюминиевого ламината с одноканальным поперечным сечением

Несущая способность на осевое сжатие, виды разрушения и механизмы разрушения колонн из армированного углеродным волокном алюминиевого ламината (CARALL) с одноканальным поперечным сечением были подробно изучены. В этом исследовании сначала были изготовлены два типа коротких образцов CARALL с конфигурацией 5/4 с использованием алюминиевого сплава 2024-T3 и различной ориентации волокон ([0 ° / 90 ° / 0 °] ₃ , [45 ° / 0 ° / -45 °] ₃ ) посредством процесса формовки методом литья под давлением и термического отверждения.Затем короткие колонны CARALL были подвергнуты испытаниям на статическую нагрузку, чтобы определить их поведение при осевом сжатии с точки зрения предельной несущей способности и режимов разрушения. После этого определяемая пользователем подпрограмма FORTRAN VUMAT, основанная на ABAQUS, использовалась для исследования механизма отказа предложенных столбцов CARALL. Между тем, на основе классической теории механики ламинированных панелей был предложен теоретический метод прогнозирования безопасной несущей способности спроектированных сжимающих колонн CARALL.Результаты показали, что окончательное разрушение обоих типов коротких колонн CARALL было нарушением прочности, вызванным расслоением слоев. Когда короткие колонны CARALL подвергались осевой сжимающей нагрузке, угол распространения волокон армированных углеродным волокном полимерных препрегов в ламинатных панелях оказывал значительное влияние на сопротивление межслойному расслаиванию. Меньший угол слоя волокна привел к большему сопротивлению межслойному расслаиванию. Установка определенного количества волоконных слоев с углами от 0 ° до 45 ° может повысить ударную вязкость элемента колонны сжатия против расслоения при межслойном сдвиге на начальной стадии.Сравнение экспериментальных, численных и теоретических результатов продемонстрировало хорошее совпадение, указывая на то, что предложенный теоретический метод применим для прогнозирования безопасной несущей способности колонн CARALL с одноканальным поперечным сечением и может быть применен к проектированию компонентов опор из многослойного слоистого пластика. .

1 Введение

Возрастающие требования к современным легким строительным конструкциям побудили исследователей разработать новые легкие композитные материалы с превосходными механическими свойствами [1].В частности, использование новых материалов и конструкций является эффективным способом улучшения конструктивных характеристик и несущей способности разборных мостов [2,3,4,5,6]. Основными конструктивными элементами разборных мостов являются стержни и балки, работающие на растяжение или сжатие. Получение легких и высокопрочных компонентов – эффективный способ создания легких конструкций. Материалы из армированного углеродным волокном полимера (CFRP), как известно, демонстрируют превосходные характеристики, такие как низкий собственный вес, повышенная прочность и хорошая коррозионная стойкость, что может значительно улучшить несущую способность компонентов.Однако текущая высокая стоимость, низкие характеристики сдвига и низкая ударопрочность полимерной матрицы не позволяют полностью использовать эти материалы в строительных конструкциях.

Комбинируя углепластик и металлические материалы для формирования композитного компонента, можно устранить недостатки, присущие углепластику и металлическим материалам, и, таким образом, композитные компоненты могут обеспечить превосходные комплексные характеристики. Волоконно-металлический ламинат (FML) – новый композитный материал, который широко используется в авиастроении [7, 8].Алюминиевый ламинат, армированный углеродным волокном (CARALL), представляет собой эффективный FML, состоящий из слоев углепластика и алюминия, попеременно уложенных друг на друга и соединенных вместе с помощью клея [9,10,11]. Его легкие и высокопрочные характеристики являются ключевыми соображениями при проектировании и причиной того, что CARALL заменяет традиционные конструкционные материалы. Были проведены исследования основных механических свойств композиционных материалов КАРАЛЛ [7,8,9,10,11,12,13,14,15,16,17,18,19,20,21,22,23,24 , 25,26,27,28,29,30,31] и оценили характеристики при растяжении, сжатии, изгибе, сдвиге, межслойном расслоении и усталостных характеристиках.Также было доказано, что КАРАЛЛ имеет широкий спектр потенциальных применений в различных отраслях [5, 6]. Как и следовало ожидать, будущее применение CARALL в аварийных разборных мостовых системах является многообещающим.

Однако исследования конкретных элементов поперечного сечения композитов CARALL для инженерных приложений кажутся очень ограниченными. Отмечено, что в разборных мостовых конструкциях специальные элементы поперечного сечения включают балки и колонны коробчатого, двутаврового и канального сечения [2].Среди типичных сжимающих колонн в инженерной практике фланцы и стенки многослойных панелей часто бывают толстыми и короткими. Элементы компрессионной стойки этого типа короткой колонны CARALL всегда демонстрируют разрушение прочности, а не формы разрушения из-за продольного изгиба под осевыми сжимающими нагрузками. Таким образом, настоящее исследование сосредоточено на осевой сжимающей способности коротких колонн CARALL со специальным поперечным сечением каналов.

Большинство существующих исследований было сосредоточено на характеристиках осевого сжатия армированных стекловолокном алюминиевых колонн (GARALL) [32,33,34,35,36,37,38,39,40,41,42,43,44 , 45,].Однако применение существующих теоретических методов к столбцам GARALL требует предварительных условий физических испытаний рассчитываемых объектов. Эти теоретические методы могут использоваться только для расчета несущей способности колонн GARALL при продольном изгибе и изгибе на основании соответствующих данных о деформации и напряжения-деформации, полученных в результате этих испытаний. Таким образом, существующие теоретические методы для колонн ГАРАЛЛ не могут быть напрямую применены к колоннам КАРАЛЛ с режимами разрушения прочности. Поскольку надежные методы прогнозирования несущей способности сжимаемых элементов колонны имеют большое значение для проектирования конструкций и контроля безопасности, следует разработать специальные теоретические методы для коротких колонн CARALL с поперечным сечением каналов.

В этом исследовании сначала были изготовлены два типа коротких колонок CARALL с различными конфигурациями укладки с помощью процесса формовки методом литья под давлением и термического отверждения. Впоследствии образцы были подвергнуты испытаниям на статическую нагрузку для определения их предельной несущей способности и режимов разрушения. Во-вторых, определяемая пользователем подпрограмма FORTRAN VUMAT, использующая программное обеспечение ABAQUS, использовалась для исследования механизма отказа спроектированных столбцов. Наконец, на основе классической теории механики ламинированных панелей был предложен теоретический метод для прогнозирования безопасной несущей способности спроектированных сжимающих колонн, который может быть использован при проектировании и процедуре расчета сжимающих колонн CARALL с одноканальным поперечным сечением.

2 Экспериментальные процедуры

2.1 Подготовка образца

Испытательные образцы, использованные в этом исследовании, представляли собой компрессионные колонны, изготовленные из пластин CARALL с одноканальным поперечным сечением, как показано на Рисунке 1. Ламинированные элементы испытанных компрессионных колонн имели конфигурацию 5/4. А именно, они были разработаны путем штабелирования 5 листов алюминиевого сплава и 4 слоев углепластика. Для испытания были изготовлены два типа колонок CARALL с различными конфигурациями укладки углеродного волокна ([0 ° / 90 ° / 0 °] ₃ , [45 ° / 0 ° / -45 °] ₃ ). .Здесь продольное направление одноканальной колонны поперечного сечения определяется как направление 0 ° углеродного волокна.

Рисунок 1

Общий размер и форма одноканальной компрессионной колонны в поперечном сечении.

Образцы CARALL были изготовлены с использованием препрегов на основе эпоксидной смолы, армированной углеродным волокном Т700 (с объемным содержанием волокна 57% и номинальной толщиной 0.15 мм) и листов из алюминиевого сплава 2024-Т3 (номинальной толщиной 0,367 мм). Препрегы из эпоксидной смолы, армированные углеродным волокном T700, были предоставлены Sichuan Xin-Wan-Xing Carbon Fiber Composites Co., Ltd. Каждому слою образцов CARALL было присвоено обозначение в порядке сверху вниз, как показано на рисунке 2. . Два типа образцов КАРАЛЛ с различными конфигурациями укладки углеродного волокна, обозначенные как [0 ° / 90 ° / 0 °] ₃ и [45 ° / 0 ° / -45 °] ₃ , были обозначены DCYG-A и DCYG-B соответственно.Обозначения, конфигурация компоновки и размеры разработанных образцов CARALL представлены в таблице 1.

Рисунок 2

Схема геометрии и конфигурации ламината образцов CARALL.

Обозначения образцов, последовательность укладки и размеры волоконных и металлических ламинатов.

Перед процедурой ламинирования была проведена процедура анодирования фосфорной кислотой листа из алюминиевого сплава в соответствии со стандартом HB / Z 1987–1991 для обеспечения связующего эффекта между слоями алюминия и слоями углепластика.Затем между слоями углепластика и алюминия были помещены тонкие эпоксидные пленки в качестве адгезионных слоев, которые также могли изолировать слои препрега из углеродного волокна от слоев алюминия для предотвращения гальванической коррозии. После этого ламинаты ручной обработки были помещены на охватывающую и охватываемую матрицы вулканизационной машины (см. Рисунок 3). Наконец, образцы CARALL с поперечным сечением каналов были изготовлены с использованием процесса формовки под давлением и термического отверждения, как показано на Рисунке 4.

Рисунок 3

Схема охватывающих и охватываемых штампов для изготовления элементов поперечного сечения канала.

Рисунок 4

Процесс формования образцов CARALL методом термического отверждения методом литья под давлением.

2.2 Испытание на осевое сжатие

Для получения реальной несущей способности и режима разрушения каждой компрессионной колонны были специально разработаны и подготовлены испытательные стенды для проведения экспериментов. Стенды для испытаний состояли из квадратных пластин из стали Q235 для верхней и нижней опор (см. Рис. 5а).Ожидалось, что использование этих специальных опор со скамейками обеспечит ограничение, близкое к идеальному естественному условию ограничения. В этом исследовании так называемое естественное условие ограничения считалось условием, при котором опоры не прикладывали поперечную силу вокруг конца сжатых колонн. При этом условии конец колонны сжатия имел определенную длину ограничения. В пределах диапазона длины ограничения боковое смещение каждого узла для концов стержней приближалось к нулю.В представленном испытании на осевое сжатие опоры естественного ограничения, имитирующие боковое смещение (с нулевым значением) концов сжимающих стержней, были изготовлены из клея Yassong 331 на основе смолы AB (см. Рисунок 5b).

Рисунок 5

Квадратные пластины верхнего и нижнего подшипника и жесткие фиксирующие седла из эпоксидной резины.

Электрогидравлическая универсальная сервоприводная испытательная машина WANCE с компьютерным управлением использовалась для проведения испытания на осевое сжатие с прямым давлением на обоих концах испытанной колонны сжатия.Скорость испытательного нагружения составляла 1 мм / мин. Данные нагрузки-смещения регистрировались микрокомпьютерной системой управления испытательной машины, а данные нагрузки-деформации собирались с помощью высокоскоростной системы статических испытаний и анализа деформации (Dh4820), предоставленной China Donghua Testing Technology Co., Ltd. На рисунке 6 изображена общая схема испытаний на сжатие изготовленных колонн. Было проведено пять групп испытаний на осевое сжатие многослойных пластин DCYG-A и DCYG-B. Среди этих пластин пять групп образцов DCYG-A-типа были пронумерованы DCYG-A-1, DCYG-A-2, DCYG-A-3, DCYG-A-4 и DCYG-A-5.Пять групп образцов DCYG-B-типа были пронумерованы: DCYG-B-1, DCYG-B-2, DCYG-B-3, DCYG-B-4 и DCYG-B-5.

Рисунок 6

Схема установки для испытания образцов CARALL на осевое сжатие.

2.3 Виды разрушения и предельная несущая способность образцов

В процессе нагружения не наблюдалось явных характеристик разрушения при продольном изгибе.Типичные виды отказов многослойных компрессионных колонн DCYG-A и DCYG-B показаны на рисунках 7 и 8. Как и ожидалось, для всех CARALL типа DCYG-A и DCYG-B с одноканальным поперечным сечением образцы имел режим разрушения прочности в середине коротких стоек. Разрушение предела прочности всех колонн сжатия в основном было вызвано короткой длиной и большой толщиной стенок образцов колонны сжатия. На рисунке 8 также показано, что под действием осевой сжимающей нагрузки первоначальное разрушение слоистых сжимающих колонн было вызвано локальным изгибом фланца.После этого зона разрушения расслоения между каждым слоем постепенно расширялась, что приводило к обрушению элементов колонны в середине и к потере несущей способности колонны сжатия. Нарушение расслоения между всеми волокнами и металлическими слоями было основным фактором, который в конечном итоге вызвал потерю несущей способности спроектированных компрессионных многослойных колонн с одноканальным поперечным сечением.

Рисунок 7

Типичные виды разрушения образцов типа DCYG-A и DCYG-B.

Рисунок 8

Развитие разрушения образцов типа DCYG-A и DCYG-B.

Кроме того, предельная несущая способность образцов, соответствующих вышеуказанным экспериментальным режимам разрушения, сведена в Таблицу 2. Как показано в таблице, максимальная предельная несущая способность многослойных колонн DCYG-A и DCYG-B составляла 195.91 кН и 174,36 кН соответственно. Средняя предельная несущая способность многослойных колонн типа DCYG-A и DCYG-B составляла 193,35 кН и 172,48 кН соответственно. Средняя предельная несущая способность многослойных колонн DCYG-A была примерно в 1,12 раза выше, чем у колонн типа DCYG-B. Результаты показали, что для коротких компрессионных многослойных колонн, подверженных осевым нагрузкам сжатия, спроектированные элементы с укладкой волокон 0 ° / 90 ° / 0 ° имели большую несущую способность, чем элементы с укладкой волокон 45 ° / 0 °. / -45 °.

для компрессионных колонн DCYG-A и DCYG-B.

3 Численное моделирование

3.1 Конечно-элементная модель элемента сжатой колонны

Численное моделирование на основе коммерческого программного обеспечения конечных элементов (FE) ABAQUS 6.12 было проведено для моделирования несущей способности на сжатие многослойных колонн с поперечным сечением каналов DCYG-A и DCYG-B с различным расположением волокон. Метод явного интегрирования по времени использовался в анализе FE, который получил название ABAQUS / явный метод.На рисунке 9 показана схематическая диаграмма установленной модели КЭ многослойных компрессионных колонн.

Рисунок 9

Конечноэлементная модель компрессионной многослойной колонны с одноканальным поперечным сечением.

Во время КЭ моделирования различные слои волокна и металлических ламинатов были созданы методом офсетной изолированной сетки. Трехмерная модель прогрессирующего повреждения Хашина, разработанная в программе подпрограммы VURMAT, использовалась в качестве модели разрушения материала слоев углепластика.Встроенный твердотельный элемент C3D8R с восьмиузловой редукцией 3D использовался для анализа дискретных элементов углепластика и алюминиевого сплава. Определены упругопластический определяющий критерий и критерии пластического повреждения Джонсона – Кука. Прогнозирование отказов межслойной ламинации интерфейса было реализовано с использованием метода модели когезионной зоны (CZM). Связующий элемент COh4D8 3D был создан с помощью подпрограммы VURMAT. Свойства материала алюминиевого сплава, используемого в модели Джонсона – Кука, перечислены в таблице 3.Свойства материала препрегов из углеродного волокна / эпоксидной смолы T700, предоставленных поставщиком сырья, приведены в таблице 4.

Свойства материала используемого алюминиевого сплава.

Свойства материалов использованных препрегов из углеродного волокна / эпоксидной смолы T700.

В модели FE опоры на обоих концах сжимаемых элементов были смоделированы с использованием жестких элементов R3D4. Концевые опоры закреплены со всеми степенями свободы. Связующее ограничение было определено для моделирования взаимодействия между опорами и сжимаемыми слоистыми колоннами. Нижний конец модели FE элемента с прессованной колонкой был установлен как полное ограничение. Верхний конец модели прессованной колонны был соединен со всеми узлами, установив контрольную точку, и смещение 5 мм по длине сжимающей колонны было применено к контрольной точке для нагрузки.Время расчета было установлено 0,025 с. Результаты численного моделирования показали, что отношение кинетической энергии к внутренней не превышает 1%.

3.2 Сравнение численных и экспериментальных результатов

Предельные нагрузки на опоры колонн типа DCYG-A и DCYG-B, полученные в результате численного моделирования, составили 195,86 кН и 175,62 кН соответственно. Различия между экспериментальными результатами и численными прогнозами составили приблизительно 1,3% и 1,8% для столбцов DCYG-A и DCYG-B, соответственно.Кроме того, рисунок 10 показывает, что окончательные виды отказов, полученные в численном моделировании, согласуются с экспериментальными результатами. Окончательный отказ элементов типа DCYG-A был нарушением прочности, вызванным разрывом расслоения между ламинированными слоями, который был таким же, как и у элементов типа DCYG-B. Во время разрушения прочности отслеживалось разрушение листа из алюминиевого сплава, разрушение матрицы волокнистого слоя или сжатие препрега из углепластика, а также разрушение волоконного слоя при сдвиге.Подробный процесс отказа и механизм отказа одноканальных колонн сжатия поперечного сечения анализируются в следующем разделе.

Рисунок 10

Виды окончательного отказа компрессионных колонн: (а) DCYG-A и (б) DCYG-B.

3.3 Числовой процесс отказа и механизм отказа

3.3.1 Анализ отказов листа из алюминиевого сплава

Согласно сравнительному анализу, внешний лист из алюминиевого сплава первым прогнулся, и степень повреждения была наиболее серьезной, когда колонна сжатия потеряла свою несущую способность.Таким образом, механизм разрушения был сначала проанализирован из процесса деформации напряжения внешнего слоя алюминиевого сплава сжатой колонны ламинированной панели. Как показано на рисунке 11, когда осевые сжимающие нагрузки колонн DCYG-A и DCYG-B достигли 181,81 кН и 145,65 кН, соответственно, уровень напряжения определенных участков внешнего листа из алюминиевого сплава достиг 300 МПа, а пластическая деформация был нулевым. Площадь распределения напряжений DCYG-B при 300 МПа была больше, чем у DCYG-A. Более того, когда уровень напряжения был менее 300 МПа, распределение напряжения DCYG-B было относительно равномерным, а площадь распределения была большой.Это было одним из факторов, почему предельная несущая способность DCYG-A была выше, чем у DCYG-B.

Рисунок 11

Распределение напряжений в сжатых колоннах при 300 МПа: (а) DCYG-A и (б) DCYG-B.

На рисунке 12 показано, что когда осевая сжимающая нагрузка DCYG-A увеличилась с 181,81 кН до 195,86 кН, уровень напряжения в некоторых областях внешнего листа из алюминиевого сплава превысил 300 МПа, и размер этих областей увеличился равномерно (см. Рисунок 11a. и рисунок 12а).Однако, когда осевая сжимающая нагрузка достигла предельной несущей способности и постепенно начала падать, распределение напряжений не было однородным в поперечном сечении сжимающего элемента, и максимальное напряжение возникло на стыке фланца и стенки. Более того, с уменьшением осевой сжимающей нагрузки максимальный уровень напряжения листа из алюминиевого сплава продолжал увеличиваться (см. Рисунок 12c). Когда осевая сжимающая нагрузка многослойных колонн достигла 195,86 кН, локальные разрушения продольного изгиба фланца и стенки произошли одновременно около середины многослойного элемента стойки (см. Рисунок 12b), что является наиболее важной причиной потери несущей способности ламинированная колонна.Разрушение при локальном изгибе фланца и стенки колонны поперечного сечения канала стало причиной того, что несущая способность сжимающего элемента уменьшилась с увеличением осевого смещения при сжатии, в то время как максимальный уровень напряжения листа из алюминиевого сплава все еще увеличивался.

Рисунок 12

Напряжение и процесс деформации внешнего листа из алюминиевого сплава колонн DCYG-A.

Кроме того, Рисунок 13 показывает, что процесс деформации под напряжением и закон внешнего листа из алюминиевого сплава колонн DCYG-B в основном соответствовали таковым для колонн DCYG-A.Однако положения самых высоких уровней напряжения для внешнего листа из алюминиевого сплава были разными при разных уровнях нагрузки. Положение самого высокого уровня напряжения во внешнем листе из алюминиевого сплава столбцов DCYG-B было в области стенки в середине элементов сжатия (см. Рис. 13a и b). Точно так же местное повреждение стенок и фланцев из-за изгиба по-прежнему было основным фактором потери несущей способности колонн DCYG-B с одноканальным поперечным сечением.

Рисунок 13

Напряжение и процесс деформации внешнего листа из алюминиевого сплава колонны DCYG-B.

Кроме того, когда уровень напряжения составлял приблизительно 300 МПа, осевая нагрузка, действующая на сжатую колонну, продолжала увеличиваться до тех пор, пока несущая способность колонн при сжатии не была потеряна. Что касается амплитуды изменения осевой сжимающей нагрузки, ударная вязкость при сжатии короткой колонны с укладкой волокон 45 ° / 0 ° / -45 ° была лучше, чем при укладке волокон 0 ° / 90 ° / 0 °. . Амплитуда изменения осевой сжимающей нагрузки многослойных элементов сжатой колонны с укладкой волокон 45 ° / 0 ° / -45 ° составила 29.65 кН (от 145,65 кН до 175,26 кН), в то время как амплитуда изменения осевой сжимающей нагрузки слоистых колонн с укладкой волокон 0 ° / 90 ° / 0 ° составила всего 14,02 кН (от 181,81 кН до 195,86 кН). Этот результат показал, что для компрессионной колонны с укладкой волокон 0 ° / 90 ° / 0 ° отказ элемента был более резким.

3.3.2 Анализ отказов межслойного расслоения

Согласно сравнительному анализу, между внешним листом из алюминиевого сплава и волокнистым слоем ply0-1-1 (или волокнистым слоем ply45-1-1) и между слоем ply90-1-1fiber наблюдались большие области разрушения межслойного расслоения. слой и слой волокна ply0-1-1.Степень повреждения была наиболее серьезной, когда колонна сжатия потеряла несущую способность. Таким образом, развитие разрушения межслойного расслоения для каждого слоя ламинированных панелей было проанализировано на основе межслойного отслоения между внешним листом из алюминиевого сплава и волокнистым слоем ply0-1-1 или волокнистым слоем ply45-1- 1, и между слоем волокна ply90-1-1 и слоем волокна ply0-1-1. Первому слою волокна из углепластика с углом 0 ° в многослойных панелях 5/4 из DCYG-A было присвоено обозначение ply0-1-1.Первому слою волокна из углепластика под углом 45 ° в многослойной панели 5/4 из DCYG-B было присвоено обозначение ply45-1-1. Первый слой волокна под углом 90 ° получил обозначение ply90-1-1, как показано на Рисунке 2.

Как показано на Рисунке 14a, когда осевая сжимающая нагрузка на колонну DCYG-A-типа достигла приблизительно 397,27 Н, между слоем листа алюминиевого сплава и слоем волокна слоя ply0-1-1 на участке начинают появляться факторы развития расслоения. конец стойки. При осевом сжатии нагрузка достигла примерно 477.24 N, между слоем волокна ply90-1-1 и слоем волокна ply0-1-1 на конце колонны начинает появляться межслойное расслоение (см. Рисунок 14b). Более того, область распространения разрушения межслойного расслоения была большой. Для колонны типа DCYG-B, когда осевая сжимающая нагрузка достигала 5,59 кН (см. Рисунок 14c), происходило локальное межслойное расслоение между внешним листом из алюминиевого сплава и волокнистым слоем ply45-1-1. Однако, как только происходит расслоение, область стратификации становится относительно большой.Это указывает на то, что в исходном состоянии осевого сжатия ламинированной колонны с одноканальным поперечным сечением сопротивление слоя волокна под углом 45 ° к расслоению было сильнее, чем у слоев волокна под углом 0 ° и 90 °. Как только произошел отказ межслойного расслоения, скорость расширения зоны отказа была относительно быстрой, и зона отказа межслойного расслоения между слоем волокна под углом 90 ° и соседними слоями волокна быстро расширилась (см. Рис. 14а).

Рисунок 14

Распределение площади разрушения при начальном межслойном расслоении компрессионных колонн: (a) DCYG-A: волоконный слой 0 °, (b) DCYG-A: волоконный слой под углом 90 ° и (c) DCYG-B: волоконный слой под углом 45 °.

Для колонн DCYG-A и DCYG-B, когда осевые сжимающие нагрузки достигли 181,81 кН и 145,65 кН, соответственно, уровень напряжения в некоторых областях внешнего листа из алюминиевого сплава достиг 300 МПа. В это время области разрушения отслоения между внешним листом из алюминиевого сплава и волокнистым слоем ply0-1-1 или ply45-1-1, а также между волокнистым слоем ply90-1-1 и соседними волокнистыми слоями также значительно расширились ( см. рисунок 15). Среди этих областей область разрушения расслоения между слоем волокна ply90-1-1 и другими слоями волокна для колонок DCYG-A была самой большой и имела самую высокую скорость расширения, в то время как область разрушения расслоения между волокном ply0-1-1 слой и внешний лист из алюминиевого сплава были наименьшими, а скорость расширения была наименьшей.Для столбцов DCYG-B размер и скорость расширения области разрушения межслоевого расслоения между волокнистым слоем ply45-1-1 и внешним алюминиевым листом находились между таковыми у волоконных слоев ply0-1-1 и ply90-1-1. .

Рисунок 15

Распределение площади разрушения при межслойном расслоении компрессионных колонн при 300 МПа: (a) DCYG-A: волоконный слой 0 °, (b) DCYG-A: волоконный слой 90 ° и (c) DCYG-B: волоконный слой 45 °.

Когда осевые сжимающие нагрузки двух типов сжимающих колонн достигли своей предельной несущей способности, площадь разрушения расслоения, очевидно, увеличилась по сравнению с ранее упомянутыми результатами (см. Рисунок 14 и Рисунок 15). Зона разрушения межслойного отслоения между слоем волокна ply90-1-1 и соседними слоями волокна колонны типа DCYG-A была самой большой (см. Рисунок 16b), в то время как зона разрушения отслоения между слоем ply0-1-1 волоконный слой и внешний лист из алюминиевого сплава были наименьшими (см. рис. 16а).Отслоение разрушения между слоем волокна с углом 0 ° и внешним листом из алюминиевого сплава в основном происходило на фланце и в соединении между стенкой и фланцем. Нарушение межслойного расслоения произошло между слоем волокна под углом 90 ° и соседним слоем волокна на полотне и фланце на большой площади.

Рисунок 16

Распределение площади разрушения при межслойном расслоении колонн сжатия в предельном несущем состоянии: (a) DCYG-A: волоконный слой 0 °, (b) DCYG-A: волоконный слой 90 ° и (c) DCYG-B: 45 ° волокнистый слой.

Что касается столбца DCYG-B (см. Рисунок 16c), степень разрушения и площадь расслоения между волокнистым слоем ply45-1-1 и внешним листом из алюминиевого сплава на фланце были больше, чем у ранее упомянутых результатов. (см. Рисунок 14c и Рисунок 15c). Однако по сравнению с разрывом расслоения между слоем волокна под углом 90 ° и соседним слоем волокна колонны DCYG-A площадь и степень разрушения были меньше. Более того, соединение между фланцами и перемычками было полностью расслоено по длине элемента стойки.Этот результат полностью указывает на то, что, когда осевая сжимающая нагрузка достигает определенного значения, слои волокна, отличные от 0 °, в компрессионных колоннах ламинированной панели обладают относительно слабой способностью противостоять расслоению между слоями. Больший угол укладки волокна был связан с меньшим сопротивлением слоя волокна межслойному расслаиванию.

С точки зрения размеров и степеней разрушения участков разрушения расслоения различных слоев волокна, описанных выше, когда элементы колонны сжатия ламината потеряли свою предельную несущую способность, масштаб разрушения расслоения и степень разрушения между слоями ply0-1-1 или ply90 -1-1 слой волокна и другие слои элемента DCYG-A-типа были аналогичны (см. Рисунки 17a и b).Нарушение расслоения между волокнистым слоем ply45-1-1 и внешним алюминиевым листом было наиболее серьезным в колоннах типа DCYG-B (см. Рис. 17c).

Рисунок 17

Распределение площади разрушения при межслойном расслоении колонн сжатия в конечном состоянии отказа: (a) DCYG-A: слой волокна 0 °, (b) DCYG-A: слой волокна 90 ° и (c) DCYG-B: волокно 45 ° слой.

3.3.3 Анализ отказов волокна при растяжении и сжатии

Согласно сравнительному анализу, области разрушения волокна при растяжении и сжатии у волоконного слоя ply0-1-1 для столбца DCYG-A и у волоконного слоя ply45-1-1 для столбца DCYG-B были большими. Степень повреждения была наиболее серьезной, когда компрессионные колонны потеряли несущую способность. Поэтому эволюция разрушения волокна при растяжении и сжатии для каждого описанного выше слоя также была проанализирована на основе таковых для волоконных слоев ply0-1-1 и ply45-1-1.Как показано на Рисунке 18, колонны типов DCYG-A и DCYG-B имеют очень низкую степень повреждения волокна при растяжении и сжатии в слоях волокна ply0-1-1 и ply45-1-1. Даже когда несущая способность сжимающих колонн была полностью потеряна, не произошло никакого повреждения волокна при растяжении, а возникло только локальное повреждение волокна при сжатии. Степень повреждения волокна при сжатии в слое ply45-1-1 была несколько более серьезной (см. Рис. 18b).

Рисунок 18

Распределение областей разрушения волокон при растяжении и сжатии в сжатых колоннах в состоянии окончательного разрушения: (а) типы DCYG-A и (б) DCYG-B.

3.3.4 Анализ разрушения матрицы при растяжении и сжатии

Используя ранее упомянутый метод, сначала был проведен сравнительный анализ. Основываясь на степени и степени повреждения матрицы при растяжении и сжатии каждого слоя волокна, ключевыми объектами анализа были определены слои волокна ply0-1-1 и ply45-1-1. Как показано на рисунке 19a, диапазон повреждений матрицы при растяжении и сжатии волоконного слоя ply0-1-1 столбцов типа DCYG-A был небольшим, в то время как степень повреждения была низкой, а время возникновения было относительно поздним.Повреждения не происходили до тех пор, пока компрессионный элемент полностью не потерял несущую способность. Напротив, диапазон повреждений матрицы при растяжении и сжатии волоконного слоя ply45-1-1 столбцов типа DCYG-B был немного больше, в то время как степень повреждения матрицы при сжатии была более серьезной (см. Рисунок 19b).

Рисунок 19

Матричное распределение площадей разрушения при растяжении и сжатии сжатых колонн в конечном состоянии отказа: (a) DCYG-A и (b) DCYG-B.

3.3.5 Анализ разрушения слоя волокна при сдвиге

Что касается разрушения волоконного слоя, вызванного повреждением сдвига, повреждение сдвига волоконного слоя ply0-1-1 колонок DCYG-A все еще было наиболее серьезным, но сдвиговое повреждение волоконного слоя произошло поздно, после того, как колонны сжатия потеряли свою несущую способность, а степень повреждения при сдвиге также была очень низкой (см. рис. 20а). Повреждение при сдвиге волоконного слоя ply45-1-1 колонн DCYG-B произошло раньше, чем элемент компрессионной колонны разрушился.Кроме того, когда компрессионные колонны полностью разрушились, диапазон разрушения волоконного слоя при сдвиге был больше, а степень – выше.

Рисунок 20

Распределение площади разрушения при сдвиге волоконного слоя в компрессионных колоннах в различных состояниях: (a) DCYG-A и (b) DCYG-B.

В целом, для многослойного компонента сжимаемой колонны с одноканальным поперечным сечением наиболее важным фактором, влияющим на характеристики подшипника, было разрушение, вызванное межслойным расслаиванием при сдвиге, между слоями ламинатной панели.Повреждение волокна при растяжении и сжатии, повреждение матрицы при растяжении и сжатии, а также повреждение слоя волокна при сдвиге были вторичными факторами, влияющими на несущую способность. Однако сопротивление межслойному отслаиванию слоя волокна 0 ° было самым сильным, и это сопротивление уменьшалось с постепенным увеличением угла укладки волокна от 0 ° до 90 °. Следовательно, использование большего количества волоконных слоев с углом 0 ° может улучшить несущую способность коротких колонн при осевом сжатии, а использование определенного количества волоконных слоев с углами укладки волокон от 0 ° до 45 ° может повысить ударную вязкость опорных колонн, работающих на сжатие. межслоевое расслоение на начальной стадии.

4 Теоретический прогноз безопасной несущей способности

В конструкции ламинированных колонн ламинаты состоят из односторонних пластин, уложенных друг на друга по направлению толщины. Параметры каждой односторонней пластины, образующей ламинат, симметричны относительно геометрической средней поверхности, которая называется симметричным ламинатом. В этом разделе на основе классической теории ламината и характеристик симметричных ламинатов предлагается теоретический метод прогнозирования безопасной несущей способности колонн сжатия поперечного сечения канала.Общая внутренняя сила в поперечном сечении ламината является суммой внутренних сил в поперечном сечении каждого слоя. Если напряжения всех односторонних пластин и напряжения среднего момента объединить по толщине ламинатов, можно получить результирующую силу и результирующий момент на единице ширины поперечного сечения ламинатов, которые представлены по N _x , N _y , N _xy , M _x , M _y и M _xy (см. рисунок).

Рисунок 21

Результирующая сила и результирующий момент единицы ширины поперечного сечения ламината.

(1) [ N Икс N у N ху ] знак равно [ А 11 А 12 0 А 21 год А 22 0 0 0 А 66 ] [ ε Икс 0 ε у 0 γ ху 0 ]

Не теряя общности, разные профили, состоящие из симметричных ламинатов с разным расположением волокон, подвергаются осевой нагрузке (см. Рисунок 22).Анализ напряжений может быть выполнен в соответствии с классической теорией расслоения, предполагая, что направление нагрузки деформируется равномерно. Многослойная сжимающая колонна может рассматриваться как элементы специального сечения, состоящие из нескольких многослойных панелей, каждая из которых представляет собой фланцы и стенки I-образных и Z-образных элементов сжатой колонны. Поскольку каждый ламинат, состоящий из фланца и стенки, является симметричным ламинатом и выдерживает только осевую сжимающую нагрузку, N _y и N _xy в уравнении (1) равны нулю.Следовательно, уравнение (1) можно свести к уравнению (2).

(2) [ N Икс 0 0 ] знак равно [ А 11 А 12 0 А 21 год А 22 0 0 0 А 66 ] [ ε Икс 0 ε у 0 γ ху 0 ]

Рисунок 22

Конструкция колонны из ламината подвергается осевой нагрузке.

(3) N Икс знак равно ( А 11 – А 12 2 А 22 ) ε Икс 0 знак равно E Икс S Икс ε Икс 0 E Икс S Икс знак равно ( А 11 – А 12 2 А 22 )

(4) N xi знак равно E xi S я ε Икс 0 знак равно E xi б я d я ε Икс 0

(5) F знак равно N Икс знак равно ∑ я знак равно 1 п N xi знак равно ∑ я знак равно 1 п E xi б я d я ε Икс 0

Для многослойной компрессионной колонны с одноканальным поперечным сечением, показанной на рисунке 23, при условии, что деформация, создаваемая сжимающей штангой в направлении x , равна ε Икс 0 уравнение (5) можно использовать для расчета осевой нагрузки F . Перед расчетом необходимо выполнить необходимое одностороннее разделение пластин для ламинированных элементов укладки. В этом исследовании многослойная колонна с одноканальным поперечным сечением имела конфигурацию 5/4, а каждый волоконный слой состоял из 3 однонаправленных пластин из углепластика с углом укладки 0 ° / 90 ° / 0 ° или 45 ° / 0 °. ° / -45 °.Таким образом, весь ламинированный элемент стойки состоял из 5 алюминиевых листов и 12 односторонних пластин из углепластика. В то же время особая форма одноканального поперечного сечения определила, что 5 слоев алюминиевого листа и 12 слоев односторонних пластин из углепластика использовались для двух фланцевых пластин и одной перемычки, соответственно (см. Рисунок 24).

Рисунок 23

Ламинированная компрессионная колонна одноканального поперечного сечения (единица измерения: мм).

Рисунок 24

Расчетная схема сечения одноканальной компрессионной колонны.

(6) ε Икс 0 знак равно [ σ Al ] E Al

(7) [ F ] знак равно ∑ я знак равно 1 м ∑ j знак равно 1 п E xi б ij d ij [ σ Al ] E Al + ∑ k знак равно 1 п ∑ л знак равно 1 м б kl т kl [ σ Al ]

Наконец, согласно уравнению (7), безопасная несущая способность элементов сжатой колонны с двумя видами конфигураций укладки волокон следующая.Безопасная несущая способность элементов компрессионной стойки с волокнистым слоем 0 ° / 90 ° / 0 ° составляет 190,22 кН, а безопасная несущая способность элементов компрессионной стойки с волокнистым слоем 45 ° / 0 ° / -45 ° составляет 151,08. кН.

5 Сравнение безопасной несущей способности, полученной разными методами

При испытании несущей способности при осевом сжатии 10 групп с укладкой волокон 0 ° / 90 ° / 0 ° и 45 ° / 0 ° / -45 ° безопасная несущая способность каждого образца на сжатие была получена путем мониторинга уровня напряжения. на внешнем листе из алюминиевого сплава.Здесь, когда напряжение в точке контроля, расположенной на внешнем листе из алюминиевого сплава, достигло 300 МПа, соответствующая осевая сжимающая нагрузка была определена как безопасная несущая способность элемента стойки сжатия. Другими словами, когда пластическая деформация была равна нулю, осевая нагрузка на опору сжатия была так называемой безопасной несущей способностью, как показано в таблице 5. Соответственно, численные и теоретические результаты для безопасной несущей способности были получены и сопоставлены с экспериментальными данными. полученные результаты.Как показано в таблице, ошибки между предсказанными значениями и численными решениями, а также между предсказанными теоретическими значениями и экспериментальными результатами были в пределах 10%. Это сравнение показало, что теоретические и численные методы могут быть использованы в расчетной схеме для прогнозирования безопасной несущей способности спроектированных коротких колонн CARALL, подверженных осевым сжимающим нагрузкам.

Сравнение допустимой несущей способности осевых компрессионных колонн (единица измерения: кН).

6 Выводы

Несущая способность при осевом сжатии и механизм разрушения сжатых коротких колонн, состоящих из спроектированных многослойных панелей из углепластика и алюминиевого сплава с одноканальным поперечным сечением, были экспериментально испытаны и численно исследованы. Также был предложен теоретический метод прогнозирования безопасной несущей способности спроектированных слоистых элементов.Основные результаты этого исследования можно резюмировать следующим образом.

Окончательный вид разрушения компрессионных колонн, полученный с помощью анализа численного моделирования, соответствовал результатам испытаний. Поскольку отношение длины элемента к высоте было небольшим, а толщина ламинатной панели была большой, все образцы показали режимы отказа из-за прочности и повреждения. Одноканальные многослойные компрессионные колонны с поперечным сечением и перекрытием волокон 45 ° / 0 ° / -45 ° были такими же, как и колонны с перекрытием волокон 0 ° / 90 ° / 0 °, и окончательное разрушение при сжатии Компоненты были в основном вызваны разрывом расслоения между слоями.Повреждение алюминиевого листа, разрушение волокнистой матрицы препрегов из углепластика при растяжении или сжатии и разрушение волокнистого слоя при сдвиге также происходили в конечном сжатом состоянии.

Сопротивление межслойному отслаиванию слоев волокна под углом 45 ° было слабее, чем у слоев волокна под углом 0 °, но сильнее, чем у слоев волокна под углом 90 °. Следовательно, при воздействии осевой сжимающей нагрузки угол распространения волокон препрегов из углепластика в многослойных панелях оказывал значительное влияние на сопротивление межслойному расслаиванию.Меньший угол укладки волокна привел к большему сопротивлению межслойному расслаиванию. Было всего 3 слоя препрегов из углепластика с углом укладки 90 ° в колонке с конфигурацией укладки волокон 0 ° / 90 ° / 0 °, в то время как было 6 слоев препрегов из углепластика с углом укладки 45 ° в колонке с Конфигурация укладки волокна под углом 45 ° / 0 ° / 45 °. Вот почему несущая способность на осевое сжатие колонны типа [45 ° / 0 ° / -45 °] ₃ была слабее, чем у колонок типа [0 ° / 90 ° / 0 °] ₃ .

Осевые сжимающие нагрузки, приводящие к начальным нарушениям расслоения волокон 0 °, 90 ° и 45 °, показали значительные расхождения. Это указывает на то, что на начальной стадии действия нагрузки осевым давлением слой волокна под углом 45 ° имел большее сопротивление межслойному расслаиванию. Следовательно, использование большего количества волоконных слоев с углом 0 ° может улучшить несущую способность ламинированных элементов колонны при осевом сжатии, а использование определенного количества волоконных слоев с углами укладки волокон от 0 ° до 45 ° может повысить сопротивление сжатию. колонны к межслойному расслаиванию сдвигом на начальном этапе.

Сравнение экспериментальных, численных и теоретических результатов показало, что они хорошо согласуются. Предлагаемый теоретический метод, основанный на классической теории ламината и принципе равной деформации в механике материалов, таким образом, применим для прогнозирования безопасной несущей способности спроектированной ламинированной панели из углепластика и алюминиевого сплава с одноканальным поперечным сечением и может быть применен к конструкция компонентов столба из ламината.

Это исследование было поддержано Национальным фондом естественных наук Китая (51708552), Фондом естественных наук провинции Цзянсу (BK20170752), Гонконгским научным проектом (XJ2019042) и спонсорской поддержкой молодых элитных ученых.Благодарю за всю расширенную поддержку.

Ссылки

[1] Ведерников А., Сафонов А., Туччи Ф. и др. Пултрузионные материалы и конструкции: обзор. J Compos Mater 2020; 54 (26): 4081–4117. Искать в Google Scholar

[2] Zhang DD, Zhao QL, Huang YX, et al. Свойства изгиба легкой гибридной модульной системы пространственной фермы из стеклопластика и алюминия. Compos Struct 2014; 108: 600–615. Искать в Google Scholar

[3] Zhang DD, Lv YR, Zhao QL, et al.Разработка облегченного аварийного моста с использованием стропильной балки из стеклопластика. Eng Struct 2019; 196: 109291. Искать в Google Scholar

[4] Zhang DD, Yuan JX, Zhao QL, et al. Статические характеристики нового моста с фермами из стеклопластика и металлической струны, подверженного несимметричным нагрузкам. Steel Compos Struct 2020; 35 (5): 641–657. Искать в Google Scholar

[5] Zhou YZ, Fan HL, Jiang KB, et al. Экспериментальные характеристики изгиба усиленных алюминиевых балок из углепластика. Compos Struct 2014; 116 (9): 761–771.Искать в Google Scholar

[6] Li F, Deng AZ, Zhao QL, et al. Исследование механизма влияния композитной прочности на межслойный сдвиг при нормальном напряжении. Sci Eng Compos Mater 2020; 27: 119–128. Искать в Google Scholar

[7] Botelho EC, Silva RA, Pardini LC, et al. Обзор развития и свойств гибридных композитов непрерывное волокно / эпоксидная смола / алюминий для конструкций самолетов. Mater Res 2006; 9: 247–256. Искать в Google Scholar

[8] Sinmazçelik T, Avcu E, Bora MO, et al.2011. Обзор: волокнистые металлические ламинаты, предыстория, типы склеивания и применяемые методы испытаний. Mater Des 2011; 32: 3671–3685. Искать в Google Scholar

[9] Xu RH, Huang YX, Lin Y, et al. Поведение при изгибе в плоскости и прогноз разрушения алюминиевых ламинатов, армированных углеродным волокном. J Reinf Plast Comp 2017; 36 (18): 1384–1399. Искать в Google Scholar

[10] Lin Y, Huang YX, Huang T, et al. Характеристика прогрессирующих повреждений и механизмов разрушения алюминиевых ламинатов, армированных углеродным волокном, при трехточечном изгибе.Тонкостенная конструкция 2018; 135: 494–506. Искать в Google Scholar

[11] Lin Y, Huang YX, Huang T, et al. Поведение при растяжении в открытом стволе и прогнозирование отказов алюминиевых ламинатов, армированных углеродным волокном. Polym compos 2018; 39: 4123–4138. Искать в Google Scholar

[12] Xia Y, Wang Y, Zhou Y, et al. Влияние скорости деформации на поведение при растяжении алюминиевых ламинатов, армированных углеродным волокном. Mater Lett 2007; 61: 213–215. Искать в Google Scholar

[13] Caprino G, Iaccarino P, Lamboglia A.Влияние сдвига на жесткость при трехточечном изгибе однонаправленных ламинатов углепластика, изготовленных из T800H / 3900-2. Компос Структура 2009; 88: 360–366. Искать в Google Scholar

[14] Song SH. Экспериментальные и численные исследования ударных характеристик алюминиевых ламинатов, армированных углеродом. J Mater Sci Technol 2010; 26 (4): 327–332. Искать в Google Scholar

[15] O’Higgins RM, McCarthy CT, McCarthy MA. Определение параметров повреждаемости и пластичности для моделирования механики сплошных повреждений композитных материалов, армированных углеродным и стекловолокном.Штамм 2011 г .; 47: 105–115. Искать в Google Scholar

[16] Лю П.Ф., Чу Дж.К., Лю Ю.Л. и др. Исследование механизмов разрушения композитных ламинатов из углеродного волокна и эпоксидной смолы с использованием акустической эмиссии. Mater Des 2012; 37: 228–235. Искать в Google Scholar

[17] Бениас Дж. И Якубчак П. Стойкость к низкоскоростным ударам металлических ламинатов из алюминия / углеродного эпоксидного волокна. Практика теории композиции 2012; 12: 193–197. Искать в Google Scholar

[18] Dong CS, Jayawardena HAR, Davies IJ. Изгибные свойства гибридных композитов, армированных стеклом С-2 и углеродными волокнами Т700С.Compos. Часть B Eng 2012; 43: 573–581. Искать в Google Scholar

[19] Биениас Дж., Якубчак П., Суровска Б. и др. Характеристики низкоэнергетических ударов и повреждений полимеров, армированных углеродным волокном, и гибридных ламинатов алюминия. Arch Civil Mech Eng 2015; 15: 925–932. Искать в Google Scholar

[20] Макеев А. Усталостное сопротивление при межслойном сдвиге композитов стекло / эпоксид и углерод / эпоксид. Compos Sci Technol 2013; 80: 93–100. Искать в Google Scholar

[21] Shin DK, Kim HC, Lee JJ.Численный анализ повреждаемости гибридной балки алюминий / углепластик при трехточечном изгибе. Compos. Часть B Eng 2014; 56: 397–407. Искать в Google Scholar

[22] Монтесано Дж., Фаваз З., Бугерара Х. Использование инфракрасной термографии для исследования усталостных характеристик полимерного композита, армированного углеродным волокном. Compos Struct 2013; 97: 76–83. Искать в Google Scholar

[23] Монтесано Дж., Бугерара Х., Фаваз З. Применение инфракрасной термографии для характеристики повреждений композитных материалов с полимерной матрицей, армированных углеродным волокном.Compos. Часть B Eng 2014; 60: 137–43. Искать в Google Scholar

[24] Kim JG, Kim HC, Kwon JB, et al. Поведение при растяжении гибридных полимерных композитов, армированных алюминием и углеродным волокном, при промежуточных скоростях деформации. J Compos Mater 2015; 49: 1179–1193. Искать в Google Scholar

[25] Yu GC, Wu LZ, Ma L, et al. Низкоскоростной удар алюминиевых ламинатов из углеродного волокна. Compos Struct 2015; 119: 757–766. Искать в Google Scholar

[26] Li XL, Gao WC, Liu W. Постепенное повреждение многослойных материалов из углепластика с эллиптическим вырезом большого размера, подвергнутых поперечной нагрузке.Compos Struct 2015; 128: 313–321. Искать в Google Scholar

[27] Биениас Дж., Якубчак П., Суровска Б. и др. Характеристики низкоэнергетических ударов и повреждений полимеров, армированных углеродным волокном, и гибридных ламинатов алюминия. Arch Civil Mech Eng 2015; 15: 925–932. Искать в Google Scholar

[28] Дхаливал Г.С. и Ньюаз Г.М. Экспериментальное и численное исследование свойств изгиба алюминиевых ламинатов, армированных углеродным волокном. J Reinf Plast Compos 2016; 35 (12): 945–956.Искать в Google Scholar

[29] Дхаливал Г.С. и Ньюаз Г.М. Характеристики сжатия после удара алюминиевых ламинатов, армированных углеродным волокном. Compos Struct 2017; 160: 1212–1224. Искать в Google Scholar

[30] Дхаливал Г.С. и Ньюаз Г.М. Экспериментальное и численное исследование свойств изгиба композитной балки из смешанного материала, армированной алюминием и углеродным волокном, со шляпным сечением. Compos. Часть B Eng 2020; 182: 107642. Искать в Google Scholar

[31] Osapiuk M, Bienias J, Surowska B.Анализ изгиба и разрушения волокнистых металлических ламинатов на основе стеклянных и углеродных волокон, Науки. Англ. Compos Mater 2018; 25 (6): 1095–1106. Искать в Google Scholar

[32] Катиресан М., Манисекар К., Маникандан В. Анализ характеристик тонкой конической усеченной конструкции, ламинированной металлическим волокном, при осевом сжатии. Compos Struct 2012; 94: 3510–3519. Искать в Google Scholar

[33] Дебски Х., Тетер А., Кубяк Т. Численные и экспериментальные исследования сжатых композитных колонн со сложными открытыми поперечными сечениями.Compos Struct 2014; 118: 28–36. Искать в Google Scholar

[34] Чапски П. и Кубяк Т. Численные и экспериментальные исследования поведения композитных труб квадратного сечения после потери устойчивости. Compos Struct 2015; 132: 1160–1167. Искать в Google Scholar

[35] Paszkiewicz M, Kubiak T. Избранные задачи по определению продольной нагрузки балок и колонн швеллерного сечения. Тонкостенная конструкция 2015; 93: 112–121. Искать в Google Scholar

[36] Mania RJ, Kolakowski Z, BieniasJ, et al.Сравнительное исследование характеристик продольного изгиба и последующего заклинивания профилей FML при осевой нагрузке. Compos Struct 2015; 134: 216–225. Искать в Google Scholar

[37] Урбаниак М., Тетер А., Кубяк Т. Влияние граничных условий на критическую и разрушающую нагрузку в колоннах поперечного сечения канала GFPR, подвергнутых сжатию. Compos Struct 2015; 134: 199–208. Искать в Google Scholar

[38] Mania RJ, Madeo A, Zucco G, et al. Чувствительность к дефектам пост-коробления колонны сечения канала FML.Тонкостенная конструкция 2017; 114: 32–38. Искать в Google Scholar

[39] Banat D, Kolakowski Z, Mania RJ. Исследование продольного изгиба профиля FML и его поведения после продольного изгиба при осевом сжатии. Тонкостенная конструкция 2016; 107: 335–344. Ищите в Google Scholar

[40] Mania RJ и York CB. Повышение прочности на изгиб для ламинатов из стекловолокна с использованием тонких слоев, Compos Struct 2017; 159: 424–432. Искать в Google Scholar

[41] Kolakowski Z and Mania RJ. Влияние матрицы связи B на интерактивное продольное изгибание колонн FML-FGM с замкнутыми поперечными сечениями при осевом сжатии.Compos Struct 2017; 173: 70–77. Искать в Google Scholar

[42] Banat D and Mania RJ. Оценка отказов тонкостенных профилей FML во время реакции на изгиб и последующее заедание. Compos. Часть B Eng 2017; 112: 278e – 289. Искать в Google Scholar

[43] Banat D and Mania RJ. Анализ прогрессирующего разрушения тонкостенных колонн из волоконно-металлического ламината, подвергнутых осевому сжатию. Тонкостенная конструкция 2018; 122: 52–63. Искать в Google Scholar

[44] Banat D and Mania RJ. Анализ устойчивости и прочности тонкостенных композитных профилей GLARE при осевой нагрузке.Compos Struct 2019; 212: 338–345. Искать в Google Scholar

[45] Banat D and Mania RJ. Анализ повреждений тонкостенных элементов GLARE при осевом сжатии. Численные и экспериментальные исследования. Compos Struct 2020; 241: 112102. Искать в Google Scholar

Поступила: 28.09.2020

Принято: 2020-11-26

Опубликовано в сети: 29.01.2021

© 2021 Teng Huang et al., опубликовано De Gruyter

Это произведение находится под международной лицензией Creative Commons Attribution 4.0.

Несущая способность – обзор

V.C.1 Оценка несущей способности

Границы между режимами разрушения при общем сдвиге, продавливании и локальном сдвиге, описанные выше, нечеткие, в первую очередь потому, что изменения в режимах поведения грунта являются постепенными. Однако при относительно низких уровнях напряжения, связанных с мелким фундаментом, общее разрушение при сдвиге обычно происходит в средних и более плотных песках и в большинстве глин во время недренированного нагружения.

Для различных видов отказов используются разные методы анализа. Для режима общего сдвига используется рациональный подход, основанный на предельных состояниях равновесия. Подход основан на теории и в принципе подтвержден лабораторными и полевыми испытаниями. Для режимов локального сдвига и продавливания предлагалось множество подходов, но ни один из них не является строго правильным. Более рациональный подход был предложен Весиком (Winterkorn and Fang, 1975), который учитывает характеристики напряженно-деформации почвы и, следовательно, применим в широком диапазоне поведения почвы.Этот метод описан ниже.

Предел несущей способности для обычного режима сдвига вычисляется с использованием поверхности сдвига, показанной на Рис. 3, предполагая, что фундамент имеет бесконечную длину. Предполагается, что грунт в пределах поверхности сдвига ведет себя как жестко-пластичная среда и идеализируется в виде трех зон: активной зоны Ренкина (I), радиальной зоны Прандтля (II) и пассивной зоны Ренкина (III). Грунт над фундаментом моделируется как эквивалентная надбавка (т. Е. Только дополнительный вес), как показано на Рис.3.

РИСУНОК 3. Общее описание несущей способности.

Общее решение известно как уравнение Буйсмана – Терзаги и дается следующим образом:

(1) Предельная несущая способность = qult = cNc + 0,5BγNγ + qNq,

, где c – сцепление почвы, B – ширина фундамента, q – надбавка (= γ D ), D – глубина фундамента, γ – удельный вес грунта и N _c , N _γ и N _q – безразмерные коэффициенты несущей способности, которые зависят от угла трения почвы.

Уравнение Буйсмана – Терзаги используется в одной из двух производных форм, которые зависят от типа почвы и скорости нагрузки. Для недренированной нагрузки, которая возникает при относительно быстром приложении нагрузок к мелкозернистым грунтам, таким как глины, угол трения ϕ = 0 и N _c = 5,14, N _γ = 0, и N _q = 1. В результате получается уравнение

(2) qult = 5,14c + q.

В этом случае термин когезии c на самом деле представляет собой недренированную прочность грунта на сдвиг, чаще обозначаемую как s _u .

Для дренированной нагрузки, которая возникает при большинстве условий нагружения в крупнозернистых грунтах, таких как пески, и при длительной устойчивой нагрузке мелкозернистых грунтов, c = 0, и результирующее уравнение составляет

(3) qult = 0.5BγNγ + qNq.

Приведенные выше два уравнения очень хорошо применимы к более жестким или более плотным грунтам, где деформация под нагрузкой мала, и это хорошо соответствует предполагаемому поведению жестко-пластичного грунта для общего сдвига. Для более мягких или рыхлых грунтов деформация под нагрузкой становится большой, что противоречит предположению о жестко-пластичном поведении грунта.Чтобы учесть эту разницу, компания Vesic ввела понятие индекса жесткости, который учитывает деформируемость грунта. В этом методе индекс жесткости I _r грунта сравнивается с критическим индексом жесткости I _rc системы грунт – фундамент. Индекс жесткости является функцией параметров прочности на сдвиг c и ϕ, модуля упругости и коэффициента Пуассона грунта. По сути, он определяется как отношение модуля сдвига к прочности, модифицированного с учетом изменения объема.Полученный теоретически критический индекс жесткости зависит от геометрии основания (удлинения) и угла трения грунта ϕ. Когда индекс жесткости больше критического показателя жесткости, грунт ведет себя как жестко-пластичный материал, и поэтому можно использовать общие уравнения разрушения при сдвиге, приведенные выше. Когда индекс жесткости меньше критического, уравнение изменяется следующим образом:

(4) Предельная несущая способность = qult = cNcζcr + 0,5BγNγζγr + qNqζqr.

Члены ζ _xr – это коэффициенты жесткости и функции угла трения грунта, индекса жесткости грунта и соотношения сторон основания.

Приведенные выше уравнения несущей способности основаны на следующих предположениях:

•

Горизонтальная поверхность земли

•

Горизонтальный, бесконечно длинный ленточный фундамент на поверхности земли

•

Вертикальная нагрузка , концентрически нанесенный

Принимая во внимание вариации, которые происходят на практике, основное уравнение несущей способности модифицируется рядом факторов, которые учитывают каждое изменение отдельно:

(5) qult = cNcζcrζcsζciζctζcgζcd + 0.5BγNγζγrζγsζγiζγtζγgζγd + qNqζqrζqsζqiζqtζqgζqd.

Каждый ζ-фактор имеет двойной индекс, чтобы указать термин, к которому он применяется ( c , γ или q ) и описываемое явление (r для жесткости грунта, s для формы фундамента, i для наклона нагрузки, t для наклона основания фундамента, g для наклона поверхности земли и d для глубины фундамента). Хотя это уравнение поначалу кажется сложным, на самом деле оно представляет собой только включение простых модифицирующих факторов, которые зависят от параметров прочности грунта на сдвиг и геометрии фундамента.Приведенное выше уравнение не учитывает влияния уровня грунтовых вод и слоистости почвы, но существуют процедуры, позволяющие их учитывать при проектировании фундаментов мелкого заложения.

Размер (A x B x C) C12 x 25, HR A36 Каналы Стандартные конструктивные размеры на Fay Industries, Inc. (Сталь * Резка пилой)

На следующих страницах представлены формы, обычно имеющиеся в наличии. Американский институт железа и стали установил систему обозначений для конструкционных профилей, которая была принята производителями стали.В столбце «Обозначение AISI» буква или буквы предшествуют размеру и весу на фут. Например, C3 X 4.1 – это обозначение AISI для стандартного несущего канала размером 3 дюйма x 4.1 #.

W-образные формы – это двусимметричные широкие полки, используемые в качестве балок или колонн, внутренние поверхности которых по существу параллельны. Форма, имеющая, по существу, тот же номинальный вес и размеры, что и форма W, указанная в таблице, но чьи внутренние поверхности фланца не параллельны, также может считаться формой W, имеющей ту же номенклатуру, что и форма в таблице, при условии, что ее средний фланец толщина по существу имеет ту же форму, что и толщина фланца W-образной формы.

S-образные формы – это формы с двойной симметрией, произведенные в соответствии со стандартами размеров, принятыми в 1896 году Ассоциацией американских производителей стали для балок американских стандартов. Существенной частью этих стандартов является то, что внутренние поверхности полок балок американского стандарта имеют наклон примерно 16 2/3%.

М-образные формы – это формы с двойной симметрией, которые нельзя классифицировать как «W», «S» или формы несущих свай. (Несмотря на то, что несущие сваи не включены в стандартную таблицу номенклатуры, они представляют собой двусимметричные широкие полки, внутренние поверхности которых по существу параллельны, а полка и стенка имеют по существу одинаковую толщину.)

С-образные профили – это швеллеры, изготовленные в соответствии со стандартами размеров, принятыми в 1896 году Ассоциацией американских производителей стали для швеллеров американского стандарта. Существенной частью этих стандартов является то, что внутренние поверхности фланцев каналов по американскому стандарту имеют наклон примерно 16 2/3%.

Формы «MC» – это каналы, которые нельзя классифицировать как формы «C».

На складе длиной до 60 футов

Метод расчета несущей способности композитного фундамента из песчаных свай в слое илистого грунта с учетом уплотнения

При строительстве песчаных свай часто применяется обсадная труба, то есть метод слива нижнего конца.При сооружении песчаной кучи в обсадной трубе делается полость, нижняя часть обсадной колонны закрывается, а полость расширяется в слое илистого грунта за счет механического статического давления и вибрации. Затем, когда обсадная труба поднимается, клапан в нижней части обсадной колонны автоматически открывается, и полость заполняется песком, образуя кучу песка. Этот процесс можно упростить до расширения полости. В данном исследовании эта теория использовалась для расчета увеличения несущей способности фундамента в слое илистого грунта, вызванного строительством песчаной сваи.

Теория расширения полости и основные допущения

Завершенная песчаная куча предполагалась идеально цилиндрической, а ее размер полностью соответствовал проектным требованиям. Процесс строительства песчаной кучи был выполнен, как показано на рис. 2.

Анализ теории расширения полости ³ был основан на следующих предположениях: (1) масса грунта идеальная, однородная, и изотропный эластичный пластиковый корпус; (2) небольшая полость расширяется в бесконечную массу почвы; (3) критерий текучести почвы – критерий текучести Мора – Кулона; (4) давление грунта на стенку полости статическое до расширения; и (5) куча песка сделана из чистого песка без силы сцепления, и деформация текучести не учитывается.

Основные уравнения

Радиальное напряжение грунта вокруг сваи обозначено \ (\ sigma_ {r} \), окружное напряжение обозначено \ (\ sigma _ {\ theta} \), а конструкция песчаной сваи Процесс был упрощен до задачи осевой симметрии плоской деформации. Полярные координаты использовались без учета начального поля напряжений, и дифференциальное уравнение равновесия было получено следующим образом:

$$ \ frac {{d \ sigma_ {r}}} {dr} + \ frac {{\ sigma_ {r } – \ sigma _ {\ theta}}} {r} = 0.$

(1)

Геометрическое уравнение:

$$ \ varepsilon_ {r} = \ frac {{du_ {r}}} {dr}. $$

(2)

В фазе упругой деформации функция напряжения \ (\ psi \) считалась функцией только радиальной координаты r :

где \ (r \) – радиальная координата, а L – граница постоянный.

На стадии пластической деформации параметры выбраны как консолидированные недренированные параметры, использовался критерий текучести Мора – Кулона:

$$ (\ sigma_ {r} – \ sigma _ {\ theta}) = (\ sigma_ {r } + \ sigma _ {\ theta}) \ sin \ varphi + 2c \ cos \ varphi. {{\ frac {2 \ sin \ varphi} {{1 + \ sin \ varphi}}}} – Cctg \ varphi.$

(9)

Удовлетворяя уравнения. (4) и (6) при общих граничных условиях упругости и пластичности было получено следующее уравнение:

$$ \ sigma_ {p} = \ sigma_ {r} = C \ cos \ varphi. $$

(10)

На границе между упругой зоной и пластической зоной смещение общего расширения пластической зоны было получено на основе уравнения. (8):

$$ u_ {p} = \ frac {(1 + v)} {E} R_ {p} \ sigma_ {p}.{2} \ to 0 \), а общее смещение границы пластической зоны относительно невелико.

В приведенном выше расчете начальное поле напряжений не учитывалось. Для илистой почвы увеличение напряжения \ (\ sigma_ {p} = C \ cos \ varphi \), которое привело к тому, что почва перешла в пластическое состояние, очень мало. Чтобы удовлетворить условию, что грунт легко входит в пластическое состояние, диапазон воздействия пластической зоны должен быть большим, чтобы общее смещение границы пластической зоны можно было считать относительно небольшим и упростить следующим образом: \ (u_ {p} ^ {2} \ to 0 \).{{\ frac {2 \ sin \ varphi} {{1 + \ sin \ varphi}}}} – ctg \ varphi} \ right]. $$

(19)

Увеличение дополнительного напряжения, вызванного строительством песчаной сваи

Когда песчаные сваи расположены в форме равностороннего треугольника, длина стороны которого равна \ (s \), между песчаными сваями происходит взаимодействие, где \ (d_ {e} \) – это диапазон влияния одиночной кучи песка, а \ (r_ {e} \) – радиус влияния. Это видно из уравнения. (19) видно, что радиальное напряжение уменьшается с увеличением r .{{\ frac {\ sin \ varphi} {{1 + \ sin \ varphi}}}} – ctg \ varphi} \ right]. $$

(23)

Информация о нагрузке на алмазную решетку – Специальная сталь Marco

Как читать таблицы нагрузок

Чтобы выбрать размер алмазной защитной решетки, определите требования к нагрузке, свободному пролету и прогибу. Имея эту информацию, выберите из таблиц нагрузок подходящую доску, соответствующую требованиям работы. Пример: чистый пролет 4’-0 дюймов, требуемая сосредоточенная нагрузка 300 фунтов.при максимальном прогибе 0,25 дюйма.

Выберите из следующих таблиц:

Для 8-ромбовидного канала шириной 183/4 дюйма и 21/2 дюйма из стали 12-го калибра, выдерживающей нагрузку 416 фунтов. при прогибе 0,18 дюйма. Это один размер для работы. При необходимости другие размеры могут нести большую нагрузку. Для более экономичного выбора выберите наибольшую ширину, которая будет выдерживать нагрузку в соответствии с требованиями работы, и выберите более глубокие каналы, а не более тяжелые стальные калибры. Алмазная защитная решетка обычно выдерживает одну и ту же сосредоточенную нагрузку, выраженную в фунтах.в середине пролета, для данного пролета, толщины материала и высоты канала, независимо от ширины. (См. «Как составлялись таблицы нагрузок», описанный ниже.) Таблицы равномерной нагрузки приведены в фунтах / кв.фут, что учитывает разницу в грузоподъемности, показанную для различной ширины. Прогиб в дюймах.

Как составлялись таблицы нагрузок

Значения, приведенные в следующих таблицах, основаны на реальных испытаниях под нагрузкой, проведенных в соответствии с положениями Спецификации AISI для проектирования элементов конструкций из холодногнутой стали, издание 1986 года.Чтобы гарантировать безопасность табличных нагрузок, необходимо учитывать два аспекта алмазной защитной решетки.

Первое соображение – это поперечный изгиб поверхности решетки, который называется «прогибом стойки». Это происходит, когда решетка нагружена либо равномерной нагрузкой, либо сосредоточенной нагрузкой средней ширины, а «стойки» (поверхность решетки) отклоняются относительно боковых каналов. Чтобы определить допустимые нагрузки на стойки, образцы каждого материала решетки и толщины были испытаны для каждой ширины доски.(См. Рис. 1а ниже и 2а на следующей странице). Данные, полученные в результате этих испытаний, были использованы для подготовки таблиц «нагрузки на стойку», в которых указаны допустимые нагрузки и прогибы с учетом только изгиба стойки. Эти допустимые нагрузки на стойку вместе с результатами дополнительных испытаний, проведенных на решетках с 8 и 10 алмазами, включены в Таблицы выбора / проектирования изделий на страницах с 6 по 17.

Второй аспект прочности алмазной защитной решетки – изгиб канала. Это происходит, когда каналы в средней части планки отклоняются относительно точек опоры.Чтобы проверить работу боковых каналов, образцы были нагружены сосредоточенными и равномерными нагрузками на разных пролетах (см. Рисунки 1b / 2b и 1c / 2c). Чтобы приблизиться к наиболее тяжелому состоянию, между швеллерами и опорами не было приставок. В случаях, когда пролеты короче, каналы глубже, а доски шире, изгиб стойки становится более критичным.

Таблицы допустимых нагрузок и прогибов 2-, 3-, 4- и 5-ромбовидной формы

Поскольку алмазные доски от 2 до 5 относительно узкие (менее 1 фута шириной), можно предположить, что оба боковых канала эффективно выдерживают сосредоточенную нагрузку и что прогиб поверхности решетки незначителен.Основываясь на этом предположении, были определены значения в следующих таблицах расчета для от 2 до 5 бриллиантов.

Допустимая равномерная нагрузка (U)

Значения, указанные в строках рядом с буквой «U», являются наименьшими из (1) максимально допустимых равномерных нагрузок с учетом изгиба канала и (2) максимального изгиба поверхности решетки.

Отклонение в соответствии с буквой «U»

Значения прогиба указаны под равномерными нагрузками и указаны для прогибов бокового канала в середине пролета для досок, несущих допустимые равномерные нагрузки (рис. 1c и 2c).

Допустимая сосредоточенная нагрузка (C)

Значения, указанные в строках, помеченных буквой «C», являются наименьшими из (1) максимально допустимой сосредоточенной нагрузки с учетом изгиба канала (рис. 1b и 2b) с эффективными обоими каналами и (2) максимально допустимой нагрузкой на стойку (Cs) для образец длиной 1 фут (рис. 1а и 2а).

Прогиб в соответствии с «C»

Значения прогиба, указанные под значениями «C» в таблицах, представляют собой прогибы среднего пролета и бокового канала, возникающие при приложении допустимой сосредоточенной нагрузки в середине пролета.Если при выборе продукта, отвечающего конкретной спецификации, следует учитывать отклонение поверхности решетки, то отклонение средней ширины решетки относительно боковых каналов можно рассчитать с использованием обоих данных в таблицах нагрузок на стойки (стр. 6). -17) и формулу преобразования нагрузки / прогиба вверху следующей страницы.

Данные нагрузки основаны на пределе текучести 33 000 фунтов на квадратный дюйм для стали, 23 000 фунтов на квадратный дюйм для алюминия, 35 000 фунтов на квадратный дюйм для нержавеющей стали типа 304 и 30 000 фунтов на квадратный дюйм для нержавеющей стали типа 316L.

Формулы преобразования нагрузки / прогиба

В диапазоне упругости прогиб пропорционален приложенной нагрузке как для равномерных, так и для сосредоточенных нагрузок. Это соотношение можно использовать для определения прогиба, который будет вызывать любая нагрузка, которая меньше допустимой, как показано в примере А. Кроме того, при желании можно определить нагрузку, которая вызовет определенный прогиб, если нагрузка находится в диапазон упругости, как показано в Примере B.

Пример A

Какой прогиб создаст сосредоточенная нагрузка в 300 фунтов на доске (каталожный номер 103012) шириной 5–0 дюймов?
См. Стр. 16 для позиции 103012 при размахе = 5’-0 дюймов C = 480 фунтов D = D @ 300 фунтов = 0,26 дюйма / 480 фунтов x 300 фунтов = 0,16 дюйма

Пример B

Если планка (каталожный номер 103012) имеет ширину 6’-0 дюймов, какая сосредоточенная нагрузка вызовет прогиб на 1/4 дюйма?
См. Стр. 16 для позиции 103012 при размахе = 6’-0 ”C = 400 фунтов D = 0.26 дюймов C @ 1/4 дюйма = 400 фунтов / 0,26 дюйма x 0,25 дюйма = 385 фунтов

Таблицы допустимых нагрузок и прогибов с 8 и 10 ромбами

По мере увеличения ширины прогиб стойки решетки становится все более важным. Продукты 8-Diamond и 10-Diamond достаточно широки, чтобы потребовать изменения допущений, используемых для подготовки таблиц выбора / проектирования продуктов от 2-х до 5-ти бриллиантов. Больше не будет предполагаться, что оба боковых канала одинаково эффективны в поддержании сосредоточенной нагрузки. Фактически, для обеспечения высокого уровня безопасности потребуется, чтобы один боковой канал выдерживал 100% сосредоточенной нагрузки.

Также может быть значительным прогиб стойки для изделий 8-Diamond и 10-Diamond. Наиболее критический случай возникает, когда сосредоточенная нагрузка находится в середине пролета и средней ширины. Чтобы определить, как стойки работают при этой нагрузке, были испытаны образцы длиной 3 фута из каждого материала и толщины. Для этих испытаний боковые каналы непрерывно поддерживались, и нагрузки прикладывались с помощью стержня длиной 1 фут и шириной 1 дюйм, размещенного параллельно боковым каналам на средней ширине и в продольном центре.Результаты этих испытаний, включенные в таблицы проектирования изделий 8-Diamond и 10-Diamond, доказали эффективность этих материалов при приложении сосредоточенной нагрузки в средней и средней ширине пролета. Если сосредоточенная нагрузка должна быть приложена к середине доски на конце доски, обратитесь к таблицам нагрузки на стойки (страницы 6-17). Следующие значения были сведены в таблицу для решеток 8-Diamond и 10-Diamond:

Допустимая равномерная нагрузка (U)

Значения приведены в строках с надписью «U» и являются наименьшими из (1) максимально допустимых равномерных нагрузок с учетом изгиба канала и (2) максимального изгиба поверхности решетки.

Отклонение в соответствии с буквой «U»

Значения прогиба отображаются в строках с меткой «D» под значениями «U» и представляют собой максимальные прогибы, которые могут вызвать допустимые равномерные нагрузки. Максимальные отклонения будут возникать в середине пролета и средней ширины и будут суммой отклонений бокового канала и поверхности решетки (рис. 1c и 2c).

Допустимая сосредоточенная нагрузка (C)

Значения, приведенные в строках с меткой «C», являются наименьшими из (1) максимально допустимой сосредоточенной нагрузки с учетом изгиба бокового канала (с одним боковым каналом, поддерживающим всю нагрузку – Рисунок 2b, и (2) максимально допустимого изгиба стойки (Рисунок 2)). 2а).

Прогиб в соответствии с «C»

Значения прогиба указаны под значениями «C» в таблице и представляют собой прогибы, которые допустимая сосредоточенная нагрузка создает в середине пролета и в середине ширины. Прогиб – это сумма прогибов бокового канала и поверхности решетки.

Измеренная грузоподъемность подземных железобетонных труб

Newswise – ACI Structural Journal Январь / февраль 2016 г.

Железобетонные трубы широко используются в системах ливневой канализации и канализации.В Северной Америке эти трубы часто проектируются с использованием «косвенного метода проектирования», который связывает прочность трубы, испытанной над землей, с прочностью трубы, закопанной в землю. Почва, окружающая заглубленную трубу, увеличивает несущую способность по сравнению с идентичной трубой, испытанной без грунтовой опоры. Железобетонные трубы обычно испытываются с использованием испытания на подшипник с тремя краями, и критическая нагрузка для конструкции – это приложенная нагрузка, необходимая для создания трещины 0,254 мм (0,01 дюйма) в трубе, поскольку считается, что более широкие трещины приведут к преждевременному износу. поскольку вода может достигать арматуры и вызывать коррозию.Метод непрямого проектирования связывает испытательную нагрузку на опору по трем краям с поведением заглубленной трубы через коэффициент напластования, который по существу представляет собой отношение пропускной способности заглубленной трубы к испытательной нагрузке на опору по трем краям.

Коэффициенты напластования были установлены путем сравнения результатов трех испытаний краевой несущей способности с пропускной способностью заглубленных труб, определенной с помощью численного моделирования. Было проведено очень мало работы по исследованию того, дают ли коэффициенты напластования точные оценки нагрузки, необходимой для образования трещин в подземных железобетонных трубах.В свете этого в Королевском университете при поддержке Национальной совместной программы исследований автомобильных дорог (NCHRP) через Совет по исследованиям транспорта Национальной академии наук, Вашингтон, округ Колумбия

, была проведена серия испытаний. Лаборатория подземной инфраструктуры в Королевском университете с использованием испытательной ямы глубиной 7,6 м (25 футов) на 7,6 м (25 футов) на 3 м (9,8 футов), а также двухосной камеры для моделирования глубокого захоронения.Чтобы исследовать поведение неглубоких заглубленных труб, две трубы диаметром 0,6 м (24 дюйма) с двумя разными количествами арматуры и две трубы диаметром 1,2 м (48 дюймов) с двумя толщинами стенок были испытаны под нагрузкой на поверхность на трех разных глубинах заглубления. . Кроме того, труба диаметром 0,6 м (24 дюйма) была испытана при моделировании глубокого захоронения.

При неглубокой закопке и эксплуатационной нагрузке на всех четырех образцах не образовалось видимых трещин. На высоте 0,3 м (1 фут) и при нагрузке на одну колесную колодку 0.На трубах длиной 6 м (24 дюйма) образовалась трещина с шириной трещины 0,25 мм (0,01 дюйма), превышающая расчетную рабочую нагрузку в 3-4 раза, а на трубах 1,2 м (48 дюймов) критическая трещина образовалась в диапазоне от 2,5 до В 3,0 раза больше нагрузки на проектные услуги. Было обнаружено, что для труб диаметром 0,6 м (24 дюйма) коэффициент засыпки составлял 1,17 и 1,68 раза от расчетного коэффициента засыпки, указанного AASHTO, а для трубы 1,2 м (48 дюймов) коэффициент засыпки составлял 1,17 и 1,75 от расчетной временной нагрузки. коэффициент залегания. Эти значения консервативны, хотя стоит отметить, что более ранние версии кода AASHTO предоставляли гораздо более консервативные значения.При моделировании глубокого заглубления отношение экспериментального коэффициента залегания грунта к расчетному коэффициенту напластования составляло 1,77, что снова указывает на то, что метод косвенного проектирования может привести к консервативным значениям пропускной способности трубы.

Исследование можно найти в статье «Измеренная несущая способность подземных железобетонных труб», опубликованной ACI Structural Journal.

Для получения дополнительной информации обращайтесь:
Джули Уэбб
Специалист по маркетинговым коммуникациям
248-848-3148
[электронная почта защищена]

Всегда вперед – Американский институт бетона является ведущим авторитетом и ресурсом во всем мире для развития и распространения консенсуса. основанные на стандартах и ​​технических ресурсах, образовательные программы и сертификаты для лиц и организаций, занимающихся проектированием, строительством и материалами из бетона, которые разделяют стремление к наилучшему использованию бетона.Инклюзивная, индивидуальная структура, управляемая членами, и ценные, рентабельные преимущества привели к созданию важной организации, которая приглашает к сотрудничеству и приветствует всех конкретных профессионалов, которые хотят стать частью уважаемой, связанной социальной группы, которая предоставляет возможность для профессионального роста, налаживания контактов. и наслаждение. Для получения дополнительной информации посетите www.concrete.org.

Технические данные Western Red Cedar

Базовые проектные значения

Только для США

Поскольку различные размеры пиломатериалов с визуальной сортировкой имеют разные значения, расчетные значения, показанные в таблице 4, сведены в таблицу с использованием подхода базовых значений.Базовые значения указаны для базового размера, который зависит от сорта. Для марок Select Structural, №1, №2 и №3 значения базовой прочности публикуются для расчета 2 × 12. Для строительных норм и классов обслуживания базовые значения прочности публикуются на основе 2 × 4 (размерный коэффициент всегда равен 1,0). Для класса «Шпилька» значения базовой прочности публикуются для расчета 2 × 6. Эти значения предназначены только для использования в США.

Чтобы определить значение для данного размера, разработчик выбирает базовое значение для данного сорта, а затем умножает базовое значение на коэффициент размера из таблицы 5.

Базовые расчетные значения применяются к западному красному кедру, производимому членами Ассоциации пиломатериалов из западного красного кедра и классифицируемым по правилам Национального агентства по классификации пиломатериалов (NLGA), Бюро инспекции лесоматериалов Западного побережья (WCLIB) или Western Wood Products Association (WWPA). Сорта и размеры пиломатериалов канадских размеров идентичны тем, которые используются на всей территории США, и соответствуют требованиям действующих американских стандартов.

Базовые расчетные значения для использования в США для визуально оцененного (WCLIB, WWPA) западного красного кедра толщиной 2-4 дюйма x 2 дюйма и более широкого

в фунтах на квадратный дюйм (psi) – использование с поправочными коэффициентами (см. Таблицы 5-9)

Примечания:

1. No. 1 / No. 2 относится к классам № 1 или № 2.
2. Значения категории «Полезность» применимы только к пиломатериалам 2 ″ x4 ″.
3. Для шпилек шириной более 6 дюймов с отметкой «Шпилька» используйте значения свойств и размерные коэффициенты для класса № 3.

Коэффициенты размера (C

* Коэффициенты указаны для ширины шпильки 6 ″ и менее.Для шпилек шириной более 6 дюймов используйте расчетные значения и размерные коэффициенты для класса № 3.

Коэффициенты использования во влажном состоянии (C

Рекомендуемые расчетные значения предназначены для применений, в которых влажность древесины не превышает 19%. Для условий использования, при которых содержание влаги в размерной древесине превышает 19%, рекомендуются приведенные ниже поправочные коэффициенты для влажного использования.

Примечания:
* Коэффициент использования при изгибе во влажной среде = 1.0, где F _b C _F
(базовое значение x размерный коэффициент) не превышает 1150 фунтов на кв. Дюйм.
** Коэффициент параллельного сжатия во влажной среде = 1,0, где F _c C _F
(базовое значение x размерный коэффициент) не превышает 750 фунтов на кв. Дюйм.

Коэффициенты использования плоской поверхности (C

Применяются к табличным расчетным значениям для экстремальных напряжений волокна при изгибе, когда пиломатериалы используются плоско, а не по кромке.

Примечание. марки террасной доски.Для настилов T&G можно использовать следующие регулировки:

Фактор повторяющегося элемента (C