Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и задачи исследования 8
1.1 Краткая история развития теории и практики проектирования двутавровых стержней с гофрированной стенкой 9
1.2 Краткий обзор работ по устойчивости гофрированных и конструктивно-ортотропных пластинок и цилиндрических панелей 24
2. Дополнительные усилия и напряжения в элементах сечения двутавровых балок и колонн с различными профилями гофров 33
2.1 Геометрические характеристики сечения 34
2.2 Секториальные характеристики сечения 60
2.3 Основные (балочные и рамные) усилия в балках и колоннах с гофрированной стенкой 66
2.4 Дополнительные усилия от балочного изгибающего момента 67
2.5 Дополнительные усилия от балочного перерезывающего усилия 79
2.6 Дополнительные усилия от продольного осевого усилия в стержне 94
2.7 Дополнительные усилия от погонной поперечной нагрузки на стержень... 95
2.8 Усилия от сосредоточенного крутящего момента 96
2.9 Напряжения от дополнительных усилий в поперечном сечении стержня... 99
3. Общая и местная устойчивость, обеспечение прочности и жесткости гофрированных балок и колонн с различными профилями гофров при сжатии и изгибе 103
3.1 Общее решение 103
3.2 Критическое состояние гофрированного стержня при центральном его сжатии 109
3.3 Критическое усилие изгиба гофрированного стержня 114
3.4 Критическое состояние внецентренно сжатого гофрированного стержня .116
3.5 Выводы по общей устойчивости гофрированных балок и колонн 123
3.6 Устойчивость стенки 124
3.6.1 Обеспечение общей устойчивости стенки 124
3.6.2 Обеспечение местной устойчивости стенки 137
3.6.3 О работе гофрированной стенки стержня на сжатие (растяжение) 140
3.7 Обеспечение местной устойчивости сжатого пояса 141
3.8 Выводы по местной устойчивости элементов гофрированных стержней 148
3.9 Обеспечение прочности элементов сечения стержня 150
3.10 Обеспечение жесткости стержня 152
4. Оценка усилий численным и натурным экспериментами гофрированной балки с различными профилями гофров 154
4.1 Краткая методика численного эксперимента 154
4.2 Результаты сравнения численного эксперимента с теоретическими расчетами 157
4.3 Краткая методика описаний натурного эксперимента 159
4.4 Содержание и результаты испытаний 162
4.5 Выводы по главе 166
5. Эффективность применения различных профилей в гофрированных балках и колоннах 167
5.1 Снижение расхода материала в стержне при его работе на изгиб 167
5.2 Снижение расхода стали в стержне при его работе на осевое сжатие и сжатие с изгибом 172
Заключение 178
Список литературы 180
Приложение
- Краткий обзор работ по устойчивости гофрированных и конструктивно-ортотропных пластинок и цилиндрических панелей
- Основные (балочные и рамные) усилия в балках и колоннах с гофрированной стенкой
- Критическое состояние гофрированного стержня при центральном его сжатии
- Результаты сравнения численного эксперимента с теоретическими расчетами
Введение к работе
Актуальность работы. В работе решается проблема повышения эффективного использования металла в стержневых конструкциях двутаврового сечения с гофрированной стенкой, выражающаяся в применении оптимальной формы профиля гофров в зависимости от работы конструкции при повышении несущей способности или снижения материалоемкости конструкции при сохранении прежней несущей способности.
На сегодняшний день расчет и проектирование конструкций с гофрированной стенкой производится приближенными методами, не учитывается форма профиля гофров при определении дополнительных изгибно-крутящих усилий, возникающих из-за смещения центра тяжести поперечного сечения с оси стержня, а также нет универсальной методики определения геометрических размеров поперечного сечения и гофров стенки из условий прочности, местной и общей устойчивости для треугольного или трапециевидного профиля.
В связи с этим, разработка универсальной методики расчета и проектирования двутавровых стержневых конструкций с различными треугольными и трапециевидными профилями гофров стенки представляется актуальной.
Цель работы. Исследование влияния формы профиля гофров стенки двутавровых конструкций на напряженно-деформированное состояние для выявления потенциальных возможностей сечения изгибаемых, центрально и вне-центренно сжатых гофрированных стержневых конструкций путем применения оптимального профиля.
Для достижения поставленной цели решаются следующие задачи:
Разработка теоретически обоснованного универсального метода определения дополнительных усилий в элементах балочных и рамных гофрированных конструкций с различным типом профилей гофров;
Разработка теоретически обоснованного универсального способа описания критического состояния при расчете на общую и местную устойчивость с учетом действия дополнительных усилий при различных профилях гофров,
а также определение рациональных размеров поперечного сечения и гофров стержневых конструкций из гофрированного двутавра;
Сравнительная оценка результатов расчета гофрированных балок инженерным методом с результатами численного эксперимента модели, полученной с использованием метода конечных элементов, и с экспериментальными данными натурного образца металлической балки;
Обоснование области эффективного применения различных профилей гофров стенки в изгибаемых, центрально и внецентренно сжатых гофрированных двутавровых стержневых конструкций.
Научная новизна работы:
впервые предложено универсальное уравнение непрерывного описания гофров с ломаным профилем, а также теоретически обосновано влияние размеров гофров треугольного и трапециевидного профилей на дополнительные изгибно-крутящие усилия в гофрированных конструкциях;
экспериментально подтверждена методика теоретического описания напряженного состояния фрагментов гофрированных балок;
описаны критические состояния стержневых конструкций и элементов их сечения из гофрированных двутавров при треугольных и трапециевидных гофрах в них;
установлены эффективные области применения двутавра с треугольным и трапециевидным профилем гофров в стенке в качестве балок, центрально и внецентренно сжатых колонн.
Достоверность результатов. Достоверность научных положений, выводов и рекомендаций обоснована теоретическими разработками, базирующимися на теории расчета тонкостенных упругих стержней проф. В.З. Власова и подтверждена численным и натурным экспериментом в части описания напряженного состояния произвольного сечения гофрированной балки с треугольным профилем гофров в стенке.
Практическая ценность работы:
определена целесообразность использования одного из типов профиля гофров стенки в гофрированных стержневых конструкциях при заданных условиях эксплуатации;
предложена инженерная методика описания напряженного, деформированного и критического состояния изгибаемых и сжатых двутавровых стержневых конструкций с гофрированной стенкой при использовании треугольного или трапециевидного профиля гофров.
На защиту выносятся:
универсальный метод определения геометрических и секториальных характеристик произвольного поперечного сечения двутавра с непрерывным гофрированием треугольным и трапециевидным профилями гофров в стенке;
универсальный метод определения дополнительных местных усилий в двутавре с непрерывным гофрированием треугольным и трапециевидным профилями гофров в стенке при его изгибе и сжатии;
метод описания действительного напряженного, деформированного и кри- і тических состояний двутавра с непрерывным гофрированием треугольным
и трапециевидным профилями гофров в стенке при его изгибе и сжатии;
экспериментальная оценка теоретических результатов описания напряженного и деформированного состояний металлического изгибаемого элемента из двутавра с треугольным гофром в стенке;
метод определения оптимальных размеров сечения и элементов гофров двутавра с непрерывным гофрированием треугольным и трапециевидным профилями гофров в стенке, используемого в качестве балок и колонн;
обоснование областей применения двутавра с непрерывным гофрированием треугольным и трапециевидным профилями гофров в стенке в качестве балок и колонн.
Апробация работы. Основные положения диссертации доложены на:
- международной научной конференции «Новые идеи нового века» (Хаба
ровск 2003);
ежегодных научных чтениях памяти проф. М.П. Даниловского (Хабаровск, 2003-2008);
седьмом краевом конкурсе-конференции молодых ученых и аспирантов «Наука - Хабаровскому краю»;
заседании кафедры «Строительные конструкции» ТОГУ (Хабаровск, 2007);
заседании кафедры «Строительные конструкции» УГТУ (Екатеринбург, 2007);
заседании кафедры «Промышленное и гражданское строительство» ВСГТУ (Улан-Удэ, 2009);
научной конференции преподавателей, научных работников и аспирантов (Улан-Удэ, 2009).
Публикации. По теме диссертации опубликовано 8 работ: в журнале, сборниках научных статей и материалах научно-технических конференций, в том числе имеется одна статья из перечня рецензируемых журналов, рекомендованных ВАК РФ.
Состав и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, списка литературы из 111 наименований и приложения, и содержит 190 страниц машинописного текста, включая 93 иллюстрации и 12 таблиц.
1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ
Гофрирование тонких листовых элементов конструкций давно используется в авиационных [2; 37; 65; 76; ПО], судовых [15; 33], строительных [18; 99; 111] и других конструкциях.
Во Франции сварные стальные двутавры с гофрированной стенкой, выпускаемые фирмой "Доллянс", уже более 25-ти лет используют в качестве элементов рам каркасов одноэтажных зданий пролетом до 31 м [99]. В Финляндии в качестве несущих конструкций покрытия применяют одно и двухскатные балки и балки с параллельными поясами пролетом до 30 м, выпускаемые фирмой "Палмера" [99]. В Японии разработан сортамент и налажен выпуск сварных двутавров общего назначения с утонченной гофрированной стенкой [8].
В европейских и особенно в скандинавских странах широко применяются, в качестве прогонов покрытия металлодеревянные балки, изготовляемые французской фирмой "Nail-web" с деревянными поясами и тонкой гофрированной стенкой из оцинкованного стального листа [18]. В Швеции уже более 35-ти лет используются деревянные балки с волнистой фанерной стенкой [18].
В 80-х годах прошедшего столетия в Казахском отделении ЦНИИПСК Остриковым Г.М., Максимовым Ю.С. разработаны проекты конструкций покрытий промзданий [43; 56; 59] с балками и прогонами из сварных двутавров с тонкими гофрированными стенками. Примерно в это же время Липецкий отдел ЦНИИПСК начал применять в качестве несущих конструкций покрытий сельскохозяйственных зданий сварные арки с тонкой гофрированной стенкой [99].
Первое исследование по сварным двутаврам с гофрированной стенкой в нашей стране проведено в 30-х годах прошедшего столетия [20], но серьезные работы начаты только с 70-х годов, где большой вклад внес Ольков Я.И. [53; 54; 55]. На сегодня достаточно подробно исследованы напряженное состояние и устойчивость гофрированной стенки изгибаемого двутаврового стержня. Получены данные по его деформативности в плоскости стенки и основные показатели эффективности. Уже проработаны отдельные вопросы по технологии из-
готовления. В 90-х годах А.Н. Степаненко [85; 86; 88; 89] предложил теоретические расчеты гофрированных стержней с учетом дополнительных усилий, возникающих за счет периодического смещения стенки с оси стержня, а так же подтвердил теоретические выкладки экспериментом. Однако предлагаемые методики расчета не учитывают влияние на напряженно-деформированное состояние формы профиля гофрированной стенки, так как стержни с треугольными и трапециевидными профилями предлагается рассчитывать по упрощенной методике, заменяя эти профиля стенки синусоидальным.
Краткий обзор работ по устойчивости гофрированных и конструктивно-ортотропных пластинок и цилиндрических панелей
Гофрированные пластинки появились с появлением летательных аппаратов (аэропланов, дирижаблей, самолетов). Использовались такие пластинки для обеспечения прочности и устойчивости обшивки элементов корпуса аппарата, т.к. они хорошо работают на сжимающие усилия вдоль образующих гофров и на сдвиг. Первым исследованием по изучению критического состояния длин ной продольно гофрированной пластинки была работа В.Дина [102], в которой он получил величину критического сжимающего (вдоль длинной стороны пластинки) напряжения при отношении сторон более пяти. В 1928...1933 годах выходят работы С. Бергмана и X. Рейснера, Е. Зейделя и О. Кокса по устойчивости гофрированных пластин, представляемых плоскими ортотропными. С. Бергман и X. Рейснер [101] получает критические напряжения в гофрированной или ортотропной пластинке для случая D! = 0, т.е. их выводы и результаты должны быть близкими для пластин с непрерывным глубоким гофром. Самые большие исследования по гофрированным пластинам провел Е. Зейдель [108; 109]. Он впервые предложил выражения для изгибных жестко-стей гофрированной пластинки по направлению оси х (поперек гофров) Этими выражениями при расчетах гофрированных пластинок пользуются и по настоящее время [66]. Е. Зейдель привел общее решение гофрированной пластинки на поперечную нагрузку и на усилия, действующие в срединной плоскости пластинки. Выражение для критических сдвигающих напряжений в пластинке со свобод ными и заделанными кромками он приводит к виду тсг = коэффициент, определяемый в зависимости от величины а = — . Все вы воды и результаты, полученные Е. Зейделем, приведены в [38] и [40]. Большие исследования по критическому состоянию гофрированных и ортотропных пластин провели О.С. Гекк и Г. Эбнер ([65], с. 7-28). Как и Е. Зейдель они утверждают, что несущая способность ортотропных пластин всегда превышает критические усилия (если для квадратных пластин оно мало, то для длинных пластин - достигает 40%). Конструктивно-ортотропными пластинами занимались также X. Вагнер [111], Р. Саутсвелл и С. Скан [107] и др. Они получили те же величины критических усилий, что и В. Дин и Е. Зейдель. До таблиц и графиков, удобных для инженерного пользования, все известные решения по гофрированным пластинкам довел А. Кромм [103]. Из русских ученых большие исследования в области расчета на устойчивость гофрированных и конструктивно-ортотропных пластинок провели Я.И. Секерж-Зенькович [70], Л.И. Балабух [7], С.Г. Лехницкий [37; 38], А.А. Подорожный [63; 64]. Используя методы С. Бергмана, Е. Зейделя и X. Кокса, они довели до конца решения некоторых практических задач. Я.И. Секерж-Зенькович и Л.И. Балабух, рассматривая авиационную фанеру как ортотропную пластинку, получили выражение критического сжимающего и сдвигающего усилия при раздельном и совместном их действии. Величины асг и тсг получились похожими на выражения, полученные С. Бергманом и Е. Зейделем. Критические величины одновременно действующих сжимающих и сдвигающих напряжений Л.И. Балабух с некоторым упрощением связывает X Г _ \г = 1, где а и т - действующие на пластин 27 xcr - критическое сдвигающее напряжение при действии на пластинку одного только сдвигающего усилия. При одном известном действующем напряжении можно определить максимальную величину второго. Для гофрированной пластинки с шириной L по направлению образующих гофров Р.А. Ададуров и Л.И. Балабух в [2] приводят минимальные значения JD,-D3 критического касательного напряжения в виде тсг=КА-- — при i- 1,17 при свободном опираний пластинки по контуру и КА = 72,76 и KAi = 60,4 - при жестком опираний пластинке на контуре.
Основные (балочные и рамные) усилия в балках и колоннах с гофрированной стенкой
В связи с периодическим смещением центров тяжести сечений (2.2) и \ центров их изгиба (2.23) с оси стержня в последнем появляются дополнительные усилия от действия основных (балочных и рамных) усилий Му, Qz, и Nx, определяемых известными методами строительной механики, и внешней равномерно распределенной поперечной нагрузкой qz.
Изменяя знак на противоположный в пределах одной волны гофра стенки, дополнительные усилия в элементах сечения тонкостенного стержня догружают их, и тем самым, снижают несущую способность стержня, т. е. пренебрегать дополнительными усилиями не следует.
Ниже приводятся выводы зависимостей дополнительных усилий в поперечных сечениях стержней только с шарнирным закреплением их концов относительно осей у и z и закреплением последних от поворотов вокруг оси х. При этом за основные внутренние усилия приняты наиболее часто встречающиеся в практике проектирования строительных конструкций балочные усилия от равномерно распределенной поперечной нагрузки qz: - возможная продольная сила Nx = const, где L - длина изгибаемого стержня; х — координата сечения стержня от его начала.
При выводах уравнений дополнительных усилий для прямолинейных стержней как вариант использован случай представления первых двух внутренних (балочных) усилий произвольными постоянными величинами (Му = const, Qz = const), принимаемыми за константы при дифференцировании и интегрировании и вычисляемые после выполнения последних.
Принимая во внимание утверждение [1; 20] о том, что тонкая гофрированная стенка не воспринимает нормальных напряжений в направлении поперек гофр, и, считая, что весь изгибающий момент, действующий в плоскости стенки (My), воспринимается только поясами, получим продольные противопо М.. ложно направленные усилия в поясах (рис. 2.14) Nj =
Считая напряжения от дополнительных усилий малыми и поэтому, допуская работу на эти усилия всех элементов обоих полусечений, центр тяжести которых смещается с оси пояса (стержня), как и для всего сечения, на величину с, можно получить местный (дополнительный) изгибающий момент в поясах:
Предполагая, что в шарнирно закрепленных концах стержня с симметричными опорными сечениями (для которых уг = Мім = 0) возможны реакции только в виде крутящих (вокруг оси стержня) моментов, полный дополнительный изгибающий момент в каждом поясе можно принять равным местному моменту Мі = мш.
Изменяющиеся по длине стержня местные моменты в поясах вызывают в них местные (дополнительные) поперечные равные по величине и противопо ложно направленные перерезывающие усилия Qm = (М,)х, которые в случае постоянного по длине стержня балочного изгибающего момента (Му = Myi = const) будут равны
Пара местных поясных противоположно направленных моментов представляет собой изгибно-крутящий бимомент в сечении стержня (рис. 2.15) допуская приведенную секториальную жесткость стержня Етш произвольной постоянной величиной и интегрируя по направлению оси стержня первое выражение (2.37) с учетом (2.35), получим относительный упругий угол закручивания оси стержня основным усилием Myi
Направление момента чистого кручения совпадает с направлением угла закручивания сечения. При этом положительным считается поворот рассматриваемого сечения относительно начала стержня по направлению вращения часовой стрелки при взгляде с конца стержня.
В случае нагружения стержня балочным моментом, соответствующим моменту от поперечной равномерно распределенной нагрузки qz в его поясах появляются местные противоположно на правленные изгибающие моменты и местные, противоположно направленные перерезывающие усилия
Критическое состояние гофрированного стержня при центральном его сжатии
В случае центрального сжатия стержня (Му = ВшМ = 0) система однородных уравнений (3.9) распадается на три самостоятельных уравнения, из которых определяются три корня (три значения критических сжимающих сил) (Nz-N)-A,=0; (Ny-Nj-A2=0; (Кй-К)т2-А3=05 (ЗЛО) Из первого уравнения этой системы получаем первый корень, соответствующий первому критическому усилию центрально сжатого стержня с гофрированной стенкой по N;»=Nz=E.Jz0.kz2.2, (ЗЛІ) свидетельствующий о возможной потери им устойчивости в плоскости симметрии (в плоскости поясов) без кручения и соответствующий формуле Эйлера. Из второго и третьего уравнений системы (3.10) получим величину критического сжимающего (эйлерового) усилия в плоскости стенки рассматриваемого стержня N?=Ny=E.Jy (3.12) и критическое усилие изгибно-крутильной формы потери его устойчивости (тоже эйлерово) Проектировочные расчеты центрально сжатых стержней свидетельствуют о том, что для двутавра с гофрированной стенкой, как и для двутавра с плоской стенкой, минимальным всегда является эйлерово критическое усилие Nz (т.е. При плоской стенке (f = 0, кх2 = кш2 = кг = 1) из (3.11)...(3.13) получим критические усилия центрального сжатия, соответствующие известным решете2 ниям для тонкостенных стержней [17] и равные NJcpnjI = E-Jz0 —; N = N P Сравнивая их с критическими силами, для стержня с гофрированной стенкой, получим следующие коэффициенты повышения последних (или коэффициенты повышения жесткостей центрально сжатого стержня при гофрировании его стенки) Для упрощения вычисления коэффициента повышения жесткости кс2 функцию F22 можно определить по графикам (см. рис. VII приложения) или по За характером изменения величин коэффициентов кС2 и ксз при изменении только высоты полуволны гофров можно проследить по рис. 3.1 и 3.2. На рис. 3.3 можно увидеть изменение коэффициента кс3 при изменении только длины полуволны гофра. Для оценки характера коэффициентов был принят стержень со следующими геометрическими характеристиками: L = 600 см, b = 20 см, tf = 1 см, h = 30 см, tw = 0,2 см, f = 5 см (или f = 0...10 см), 1г = 20 см (или 1Г= 5...20 см). f,CM синус alpha= 1.5378 alpha=0.9375 alpha=0.375 Рис. 3.1 - Зависимость коэффициента жесткости кС2 центрально сжатых стержней с различными профилями гофров от высоты гофров Рис. 3.2 - Зависимость коэффициента жесткости кс3 центрально сжатых стержней с различными профилями гофров от высоты гофров 5.55 -4.54 -3.5 -3 -2.52 -1.51С кс3 . . ч . Рис. 3.3 - Зависимость коэффициента жесткости кс3 центрально сжатых стержней с различными профилями гофров от длины полуволны гофров Из представленных графиков заметно, что увеличение высоты гофров значительно повышает жесткости центрально сжатого стержня, причем, чем шире профиль гофра, тем выше жесткость. При уменьшении длины полуволны гофра так же можно добиться повышения жесткости гофрированных стержней. Так же следует отметить, что для трапециевидного профиля жесткость значительно выше, чем для треугольного. Ширина сечения значительно сказывается на изменении коэффициентов кС2 и кс3 гофрированных стержней с различными профилями. С уменьшением из ширины изгибная и изгибно-крутильная жесткости растут (см. рис. 3.4 - 3.5). Так же как и в предыдущем случае, жесткости гофрированных балок с широким профилем значительно выше. Рис. 3.4 - Зависимость коэффициента жесткости кС2 центрально сжатых стержней с различными профилями гофров от ширины сечения пояса Рис. 3.5 - Зависимость коэффициента жесткости ксз центрально сжатых стержней с различными профилями гофров от ширины сечения пояса Для построения графиков коэффициентов жесткости кс2 и кс3 использовались следующие геометрические характеристики балок и колонн: L = 600 см, b = 10...40 см, tf= 1 см, h= 85 см, tw = 0,2 см, f= 5 см, 1Г = 20 см.
Результаты сравнения численного эксперимента с теоретическими расчетами
Максимальный теоретический вертикальный прогиб фрагмента (при Мн = 51,2 кН-м), равен: для треугольного профиля 4,915 мм (численно-экспериментальный 4,892 мм); для трапециевидного профиля с отношением оснований трапеции 1А 4,901 мм (численно-экспериментальный 4,738 мм); для трапециевидного профиля с отношением оснований трапеции Уг 4,88 мм (численно-экспериментальный 4,604 мм). Максимальное расхождение в результатах составляет 6%. Теоретические напряжения в точках сечений определены по формуле ат = ао + crm, где о"о - основное (балочное) напряжение в поясах (в стенке согласно принятой гипотезе оно отсутствует) а0 = —- —; Му - основной (балочный) изгибающий момент в сечении; Jf - момент инерции сечения поясов фрагмента, определяемый по (2.6); аш - дополнительные напряжения в точках сечения, определенные по (2.87) от суммарного бимомента Bffl = Вші + Вш2 + Bm4. Сравнение теоретических и численно-экспериментальных напряжений в поясе приведено на рисунках 4.5 и 4.6. Теоретические касательные напряжения в стенке определены по формуле Тт = То + Тю, где т0 - основное (балочное) касательное напряжение в точках стенки, определяемое формулой т0 = , здесь Sy - статический момент от сеченной по выбранной точке стенки части сечения, определяемый по (2.12); Jy - момент инерции всего сечения относительно оси у; та = —-—- - дополни тельное касательное напряжение в точках стенки, определяемое по (2.87) от суммарного изгибно-крутящего момента Мш = Мші + Mm2 + Mm4; Sa - сектори альный статический момент отсеченной по выбранной точке стенки части сечения; Jo, - секториальный момент инерции рассматриваемого сечения. На этом этапе экспериментально определялись вертикальные и горизонтальные перемещения поясов в середине длины фрагмента и напряжения в двух поперечных сечениях (рис. 4.11): в сечении зоны поперечного изгиба (с координатами точек стенки: х = 775 мм, у = 0) и в сечении зоны чистого изгиба (с координатами точек стенки: х = 1404 мм, у = 28 мм). На первом этапе испытаний образец нагружался ступенями по 4 кН на каждый поддон без промежуточных разгружений до величины испытательной нагрузки, принятой равной (на этом этапе) 24 кН на каждый поддон (без учета веса поддона и приспособлений для его подвески) при центральном приложении нагрузки и с эксцентриситетами е0 = 10 и 20 мм. При приложении нагрузки с эксцентриситетом е0 = 30 мм с целью недопущения появления возможных пластических деформаций в поясах испытательная нагрузка принималась равной 20 кН на каждый поддон. Замеренные при первом испытании фрагмента Ф1 вертикальные прогибы оси и горизонтальные перемещения поясов среднего сечения приведены в табл. 4.1. Полученные для заданных сечений экспериментальные нормальные напряжения по замеренным относительным деформациям в предположении упругой работы материала фрагмента и одноосного нагружения его элементов (при принятом модуле упругости Е = 7000 кН/см ) при центральном нагружении фрагмента и нагружении его с эксцентриситетом ео = 30 мм приведены на рис. 4.12.
