Содержание к диссертации
Введение
1. Обзор развития конструктивных форм и методов расчёта стержней с перфорированной стенкой 9
1.1. Конструирование и изготовление перфорированных стержней 9
1.2. История развития и область применения перфорированных стержней... 13
1.3. Экспериментально-теоретические исследования 27
1.3.1. Упругая стадия работы 27
1.3.2. Упруго-пластическая стадия работы 33
1.4. Оптимальное проектирование 38
1.5. Выводы по главе 1. Задачи исследования 45
2. Предельные состояния сжато-изогнутого перфорированного стержня 47
2.1. Предпосылки расчёта 47
2.2. Методика расчёта в упруго-пластической стадии 51
2.2.1. Предельные усилия при раздельном действии продольной силы, изгибающего момента и поперечной силы 51
2.2.2. Предельные усилия в случае расположения граничной линии на границе полки со стенкой 58
2.2.3. Предельные усилия в случае расположения граничной линии в полке 62
2.2.4. Предельные усилия в случае расположения граничной линии в стенке 65
2.2.5. Алгоритм определения предельного состояния перфорированного элемента 69
2.2.6. Предельные усилия при максимальной поперечной силе и отсутствии продольной силы 73
2.2.7. Предельные усилия при максимальной поперечной силе и отсутствии изгибающего момента 76
2.2.8. Инженерная методика расчёта в упруго-пластической стадии 79
2.3. Сравнительный анализ предельных усилий в упругой и упруго-пластической стадиях 82
2.4. Выводы по главе 2 85
3. Экспериментальное исследование прочности сжато-изогнутых перфорированных элементов в упруго-пластической стадии 86
3.1 Цели и задачи экспериментального исследования 86
3.2 Методика экспериментальных исследований 87
3.2.1 Испытываемые конструкции 87
3.2.2 Установка для испытаний 90
3.2.3 Организация и проведение испытаний 94
3.3 Обработка и анализ результатов испытаний 100
3.4 Выводы по главе 3 105
4. Анализ предельного состояния сжато-изогнутого перфорированного стержня методом конечных элементов в упруго - пластической стадии 106
4.1. Предпосылки расчёта 106
4.2. Расчёт перфорированных стержней методом конечных элементов 108
4.3. Обработка и анализ результатов расчёта МКЭ 110
4.3.1. Распределение нормальных и касательных напряжений в упруго-пластической стадии 110
4.3.2. Предельное состояние внецентренно-сжатого перфорированного стержня без влияния поперечной силы... 123
4.3.3. Предельное состояние сжато-изогнутого
перфорированного стержня. Влияние поперечной силы 131
4.4. Выводы по главе 4 140
5. Оптимизация геометрических параметров реза стенки сжато-изогнутых перфорированных элементов с учётом работы в упруго-пластической стадии 142
5.1. Особенности оптимизации перфорированных элементов 142
5.2. Целевая функция. Ограничения 142
5.3. Алгоритм решения. Блок-схема 144
5.4. Результаты оптимизации 151
5.5. Выводы по главе 5 162
Основные выводы 163
Список использованной литературы
- История развития и область применения перфорированных стержней...
- Предельные усилия при раздельном действии продольной силы, изгибающего момента и поперечной силы
- Организация и проведение испытаний
- Распределение нормальных и касательных напряжений в упруго-пластической стадии
Введение к работе
Перфорированный стальной элемент, по сравнению с исходным прокатным профилем, имеет лучшие показатели по расходу металла и стоимости при сопоставимой несущей способности. В связи с этим, перспективным направлением в развитии конструкций является реализация потенциальных возможностей несущей способности перфорированных стержней.
В проектировании и строительстве сравнительно часто применяются перфорированные элементы, работающие на внецентренное нагружение или сжатие (растяжение) с изгибом, например в верхних поясах стропильных конструкций, ригелях одноэтажных рам и многоэтажных зданий, верхних частях колонн производственных зданий, элементах градирен и мостов, путях подвесных кран-балок и др.
Несмотря на достаточно широкое применение, расчёт таких конструкций производится приближёнными методами, чаще всего в упругой стадии работы. При этом истинные запасы прочности недоучитываются. Выявление резервов несущей способности перфорированных элементов, с учётом их пластической работы, могло бы существенно повысить эффективность использования этих конструкций. Оптимизация геометрических параметров перфорации стала бы следующим этапом к снижению металлоемкости и реализации потенциальных возможностей перфорированного стержня.
В связи с этим разработка методики расчёта перфорированных стержней с учётом их пластической работы при различных сочетаниях усилий, а также оптимизация параметров реза стенки, являются актуальными.
Цель работы. Снижение материалоёмкости и реализация потенциальных возможностей сечения стальных сжато-изогнутых перфорированных стержней путём их расчёта в упруго-пластической стадии и оптимизации геометрических параметров реза стенки.
8 Автором в проблему совершенствования перфорированных конструкций внесены следующие новые положения:
Разработан теоретически обоснованный способ расчета прочности внецен-тренно сжатых и сжато-изогнутых перфорированных элементов от отдельных усилий (М, Q, N) и их сочетаний для упруго-пластической стадии.
Определена конфигурация трёхмерной предельной поверхности сжато-изогнутых перфорированных элементов в упруго-пластической стадии.
Определены формы разрушения перфорированных стержней при действии различных силовых факторов.
Решена задача оптимизации геометрических параметров отверстий перфорированных элементов на сжатие с изгибом с учётом пластической работы.
Выявлены основные закономерности влияния варьируемых геометрических параметров перфорированных стержней на их несущую способность.
Автором на защиту выносятся:
Инженерная методика расчёта перфорированных стержней при различных сочетаниях нагрузок и возникающих при этом усилий с учётом пластической работы стали.
Конфигурация трёхмерной предельной поверхности сжато-изогнутых перфорированных элементов в упруго-пластической стадии.
Форма разрушения перфорированного стержня при действии различных силовых факторов.
Методика определения оптимальных геометрических параметров отверстий в сжато-изогнутых элементах с перфорированной стенкой.
История развития и область применения перфорированных стержней...
Впервые такие конструкции были применены в 1910 г. в Чикаго [187], а также в 30-х годах - это мост через р. Делавер в США. Н. С. Стрелецкий указывал возможность применения таких стержней в 1934 г [146].
В конце 40-х годов Ленинградским отделением Проектстальконструкция по инициативе М. В. Солодаря [144] были применены перфорированные балки для конструкций покрытия промышленных зданий. Однако длительное время они рассматривались как экономичные по расходу материала, но трудоёмкие в изготовлении.
Прогресс в области резки и сварки позволил применить эту конструктивную форму более широко, особенно после предложения Litzka Н. [200]. В 1959 году им было предложено изготовление перфорированных элементов конструкций на специальной поточной линии с высокой степенью механизации и автоматизации. Этот способ был запатентован во многих странах мира,
В 60-е годы в США был предложен способ разрезки стенки прокатного двутавра специальным штампом (пуансоном), установленным на 900-тонном полуавтоматическом прессе [179]. Этот способ позволяет делать резку со скоростью 5,2 м/мин при небольшом отходе металла до 6% [70], однако остаточные деформации в данном производстве не были учтены, и после резки полубалки коробились.
После того, как открылась возможность поточного изготовления перфорированных балок в 60-х годах ХХ-го века, началось их широкое применение в строительстве. Наибольшее распространение они получили в Канаде, Венгрии, Польше, ГДР, США, Японии, Чехословакии, Италии, Англии.
В ЦНИИПСК в 1972 г. была разработана поточная линия [98], отличающаяся от известных аналогов большей степенью автоматизации процессов сборки и сварки, а также отсутствием отходов, получаемых от смещения половин относительно друг друга. Кислородная резка производится по специальной программе, причем допускается как изменение размеров обрабатываемых элементов, так и рисунка реза. В поточной линии предусматривается специально разработанный технологический процесс, позволяющий вести одностороннюю сварку состыкованных половин.
В конце 80-х годов сделаны новые технологические разработки поточных линий для заводского изготовления перфорированных элементов. Например, в ЦНИИПСК, ВНИИмонтажспецстрое, ВНИКТИстальконструкции и ЦНИИЭП-сельстрое изобретатели П. Латышев, В. Чернашкин, Ю. Чернов, Ю. Сергеев, А. Руссоник [159] провели ряд исследований по слвершенствованию технологии изготовления перфорированных элементов. Эти позволило предложить способ и оборудование, не допускающие деформации в процессе резки профиля и исключающие тем самым правку половин перед сборкой. С этой целью полки прокатного профиля до резки прикреплялись к продольным жестким элементам, все последующие операции по резке, сборке и сварке производились вместе с этими элементами, обеспечивающими прямолинейность половин профиля в течение всего технологического процесса. Полученные таким образом перфорированные элементы не имели отклонений, превышающих допустимые по СНиП П-1.8 -75. По сравнению с зарубежными аналогами данная поточная линия занимала меньшую площадь и позволяла выполнять сборку без отходов металла. В 1976 г. на основе зарубежного и отечественного опыта изготовления поточных линий, были разработаны «Рекомендации по изготовлению развитых по высоте балочных профилей для строительных конструкций».
Удачный опыт проектирования и возможность поточного изготовления перфорированных конструкций позволяют учёным заняться разработкой различных типов перфорированных элементов. В конце 80-х годов в нашей стране большее внимание уделялось проектированию изгибаемых конструкций.
В ЦНИИПСК в 1975 г. разработана конструкция перфорированных прогонов, компонуемых из профилеразмеров двух марок стали. Разработаны типовые конструкции 12-метровых перфорированных прогонов. Эти конструкции можно применять в покрытиях промышленных зданий с кровлей из стального профилированного настила. Сортамент прогонов по нагрузкам включает 6 типоразмеров с несущей способностью от 5,3 до 22,5 кН/м которые предусмотрено изготовлять из горячекатаных двутавров типа Б по ГОСТ 26020-83. Бисталь-ные прогоны были применены в покрытии корпуса № 92 Сафоновского завода пластмасс в количестве 50 т.
Разработаны также конструкции бистальных стропильных балок пролетом 12-18-24 м с несущей способностью 10-50 кН/м. Сравнение приведенных затрат составило 40-60 % по сравнению с ж/б балками и 10-20 % по сравнению с фермами из уголков.
В 1990 г. в США компанией: Wescol/Westok были разработаны и запатентованы перфорированные балки с круглыми отверстиями - cellular beams (см. рисунок 1.9). Предложенная конфигурация отверстий исключает резкую перемену сечения и, как следствие, концентрацию напряжений. Компания SMI Steel Products, получив лицензию на использование патентных решений, широко внедряет такие балки на территории Северной и Южной Америки.
Предельные усилия при раздельном действии продольной силы, изгибающего момента и поперечной силы
Предельным состоянием сечения стержня называется такое состояние, при котором увеличение любого внутреннего усилия в нем физически невозможно или ограничено принятыми допущениями. Как было показано в 2.1 , за предельное состояние примем образование шарнира пластичности в сквозном сечении сжато-изогнутого перфорированного элемента.
Построим граничную поверхность предельного состояния («предельную поверхность» или «поверхность взаимодействий») для этого сечения. Точки, расположенные на этой поверхности, определяют сочетания изгибающего момента -М(с учётом дополнительного момента от сдвигающей силы в сечении поясного тавра — Мдоп)) продольной силы - N и поперечной силы - Q, при которых реализуется предельное состояние, т.е. сечение целиком охватывается пластическими деформациями (образуется шарнир пластичности). Область же внутри предельной поверхности определяет возможное сочетание М, NuQ, при котором имеются упругие либо упруго-пластические деформации. Таким образом, каждая точка этой поверхности х Q N М будет определяться относительными координатами: q = - -, п = , т = . Qnp Nnp Мпр
Исходя из вышесказанного, найдём предельные расчётные характеристики сил - Nnp, Мпр, Qnp - предельную продольную силу, предельный изгибающий момент и предельную поперечную силу соответственно при их раздельном действии. Рассмотрим сечение перфорированного двутавра, считая при этом, что ослабленным будет сечение по отверстию (см. рисунок 2.3).
При нахождении продольной силы предположим, что предельной будет являться продольная сила, действующая по всей площади двутавра в сечении 1-1 (см рисунок 2.4): Nnp=2-Arat (2.9) где At — площадь одного тавра в сечении 1-1 (или половина площади перфорированного двутавра в сечении 1-1), а о — предел текучести: At=brtf+tw-(htf), (2.10) При нахождении предельного изгибающего момента предположим, что напряжения, создаваемые изгибающим моментом, займут предельное положение в сечении 1-1 (см. рисунок 2.5): Mnp=At-hc- T, (2.11) где hc — расстояние между центрами тяжести тавров (см. рисунок 2.5): и и ( /- .) + -Л2 (2.12)
При определении Qnp воспользуемся допущением из 2.1 о том, что действие предельной поперечной силы распространяется только на стенку, приняв Q=Q„P. Кроме того, при действии только поперечной силы, в перфорированном двутавре возникает дополнительный изгибающий момент от равнодействующих (см. рисунок 2.6). Этот момент учтём при нахождении Qnp (см: формулу 2.16).
Согласно рисунка 2.6 определим равнодействующую в полке, создающую дополнительный изгибающий момент от поперечной силы: N2=arbrd (2.13) где d— расстояние от верха полки тавра до граничной оси в этом же тавре (см. рисунок 2.6). Равнодействующая в стенке, создающая дополнительный изгибающий момент от поперечной силы: N2=crrtw\htf) (2.14) Дополнительный изгибающий момент: О h MQ = nJ = N2-h,=N2 -h4 (2.15) где b — ширина горизонтальной части отверстия (см. рисунок 2.3) Исходя из геометрических параметров перфорированного двутавра в сечении 1-1 (см. рисунок 2.6) находим:
Определение Qnp из уравнения 2.22 возможно численными методами. С целью получения простого инженерного решения обратим внимание на то обстоятельство, что величина d/2 невелика по отношению к другим. Принимая d/2=0, мы допускаем небольшую погрешность — значение h4 увеличивается 4-iV -h {К = — (t2 + h( -d )), соответственно Q„p увеличивается (Qnp = —-). В самом начале рассуждений, при нахождении Q„p, мы сделали допущение о том, что каса тельные напряжения находятся только в стенке и не распространяют своё влияние на полку. Тем самым Q„p изменилось в сторону уменьшения. Два допущения, приводящие к небольшим погрешностям, в значительной степени компенсируют друг друга, поэтому суммарная ошибка будет невелика, и ею можно пренебречь. Однако, расчётные формулы в этом случае существенно упрощаются. Таким образом: k+tr К = (2.23) Запишем уравнение (2.15): Q -Ъ Подставим уравнения (2.13) и (2.23) в выражение (2.15): -пр 0„-Ь - = jt-bf-d-\ rh,+tA (2.24) Из уравнения (2.24) выразим d: Qnp-b d = (2. 25) l7at-bf\ht+tf) Решаем систему уравнений (2.26) из выражений (2.19) и (2.25) относительно Опр. 0,2-3 d = d = ( .- /) crrbf Q Ь 2 at bf - [ht + tf) пр й v4. (2. 26) np (2.27) \\2-h] +24-//, f +12- +b2
Поскольку при нахождении Qnp мы учитывали только прочность элемента и не учитывали местную устойчивость стенки, обозначим полученное значение, как Опррон - предельная поперечная сила из условия прочности при действии в элементе только этой силы.
Кроме потери несущей способности перфорированного элемента в пластической стадии, стенка ещё в упругой стадии может потерять устойчивость.
Организация и проведение испытаний
Испытания проводились в лаборатории кафедры «Архитектура» Липецкого Государственного Технического Университета. Нагружение проводилось при помощи гидравлического домкрата. Величина нагрузки определялась по снятым показаниям манометра, с дальнейшим переводом по тарировочным кривым в стандартные единицы измерения силы.
Для исследования напряженно-деформированного состояния двутавров производились измерения значений относительных деформаций - при помощи использования электрических тензодатчиков омического сопротивления (с базой-20 мм) и регистрирующей аппаратуры - цифрового измерителя деформаций1 ИДЦ-1. Схема расстановки тензодатчиков приведена на рисунке 3.5.
Для получения результатов, отражающих реальное состояние конструкций, все приборы, принимающие участие в испытаниях, прошли тарировку: манометр - в Липецком центре стандартизации, метрологии и сертификации; остальные - на базе лаборатории кафедры «Металлических конструкций» и кафедры «Строительных материалов» Липецкого Государственного Технического Университета.
Величина относительной деформации, измеряемая с помощью тензометра Гугенбергера, определялись из зависимости: А (2.1) / где А - разность отчётов на шкале тензометра между текущим и начальным значениями; / - база" тензометра-. Так как цена 1 деления тензометра равна 20і мм, то относительная деформация, приходящаяся на11 деление равна: 1-Ю-3 _ (2 2) є = = 0,5 10 4 Е. О. Д. (единиц относительной; деформации)
Величина относительной деформации определялась также с помощью тензодатчиков. Применялась методика с неполной балансировкой моста Уитстона: Измерительная схема представляет собой четырёхплечевой мостик, в котором активный датчик (тензорезистор) составляет одно плечо, второе плечо составляет компенсационный тензодатчик, который наклеивается на отдельный элемент (стальную пластину), идентичный исследуемой конструкции и находящийся в идентичных температурных условиях; третье и четвёртое плечи представляют собой переменные сопротивления, используемые при балансировке моста. В начале измерений (при ненагруженном образце) регистрирующий прибор (ИДЦ-1) показывает ток (ті), который отмечают. Вслед за этим происходит загружение образца, вызывающее деформацию активного тензорезистора (датчика), в результате чего прибор показывает значение (т ). В зависимости от разности отсчетов определяется относительная деформация: є = п-(т2-ті) (2.3) где п - цена деления прибора, определяемая при тарировке на балочке постоянного сопротивления.
Перед началом испытаний производилось пробное нагружение нагрузкой, равной приблизительно половине расчётной. При этом проверялась работа тензометрической аппаратуры, индикатора и узлов установки. Во время испытания нагрузка прикладывалась отдельными ступенями. Величину ступени принимали равной 10-20 % от расчётной. Величина выдержки конструкции под каждой ступенью составила около 15 минут. Каждый образец доводился до предельного состояния, при этом фиксировался характер разрушений. Величины нагрузок при различных эксцентриситетах и различных расчётных схемах испытаний приведены на рисунках 3.16, 3.17.
По результатам экспериментальных исследований сжато-изогнутых перфорированных двутавров в пластической стадии были выявлены две формы разрушения, наступающие при упруго-пластической работе этих конструкций
Первая форма разрушения связана с образованием пластических напряжений по одному поперечному сечению хотя бы в одном из поясов перфорированного стержня (разрушение внецентренно сжатого двутавра без поперечной силы, см. рисунок 3.15). В сжатой части стенки и полки наблюдается достижение напряжениями предела текучести, то есть, сечение сжатого тавра окажется полностью охваченным пластическими деформациями. В то же время большая часть стенки растянутого тавра также охвачена пластическими деформациями, и, воспринимая уменьшенным сечением нагрузку, также может достигать предела текучести.
Таким образом, разрушение происходило с образованием пластических напряжений по одному поперечному сечению в сжатом поясе перфорированного стержня (первая форма разрушений). Эта форма разрушения наблюдалась у образцов Б-2 (е = 0,15 м), Б-1 (е = 0,5 м), Б-3 (е = 0,3 м) - при схеме приложения нагрузки - 2 (см. рисунок 3.3 б), и совпадала с формой разрушения, полученной при помощи расчёта методом конечных элементов (см. раздел 4.3.2).
Вторая форма разрушения возможна вследствие образования пластических шарниров в двух поперечных сечениях, проходящих по смежным углам одного отверстия (при совместном действии изгибающего момента, продольной и поперечной силы, см. рисунок 3.16). Если изучить поведение образца под нагрузкой, картина разрушения будет следующей.
В стенке рассматриваемой конструкции по углам отверстий, эквивалентные напряжения достигают предела текучести. Эти зоны стенки выключаются из работы, и возле них наблюдается значительная концентрация напряжений, в 1,5-2 раза превышающие средние по образцу. Далее, в верхней половине сжатой полки также нарастают напряжений. Размер пластических шарниров в четырёх углах отверстий достигает критического значения и происходит разрушение, образующееся вследствие образования пластических шарниров — сказывается влияние поперечной силы.
Эта форма разрушения наблюдалась у образцов Б-3 (е = 0,2 м), Б-2 (е = 0,09 м), Б-1 (е = 0,2 м) — при схеме приложения нагрузки - 1, и совпадает с формой разрушения, полученной при помощи расчёта методом конечных элементов (см. раздел 4.3.3.).
Экспериментальные исследования подтверждают теоретические выводы и результаты расчёта МКЭ о том, что с увеличением эксцентриситета (значения изгибающего момента) уменьшаются величины продольной и поперечной сил в предельном состоянии.
Эпюры нормальных напряжений ох, полученные в результате обработки экспериментальных данных, представлены в сравнении с данными, полученными в результате расчёта МКЭ при нагрузке 60% от разрушающей нагрузки и представлены в приложении 5.
Распределение нормальных и касательных напряжений в упруго-пластической стадии
В результате расчёта методом конечных элементов для случая, представленного на рисунке 4.2.а, были получены разрушающие нагрузки (N) для элементов Б1, Б2, БЗ при различных эксцентриситетах с учётом пластической работы материала (см. рисунок 4.18). На этом же рисунке приведена кривая несущей способности (N) исходного двутавра (14Б1).
На рисунке 4.15 а показаны исходная и деформированные схемы испытываемого образца Б-2 (е = 0,15 м, коэффициент искажения 8,6) с вариантом нагружения 2, без поперечной силы. На рисунке 4.15.6 приводится схема деформированного образца с изополями эквивалентных напряжений по энергетической теории прочности. Распределение эквивалентных напряжений более подробно представлено на рисунках 4.16, 4.17. Отсюда мы видим, что наиболее опасные сечения находятся вдоль вертикальной границы (по направлению оси х) верхнего и нижнего отверстий.
В сжатой части стенки и полки наблюдается образование пластических напряжений по одному поперечному сечению, то есть, сечение сжатого тавра оказывается полностью охваченным пластическими деформациями. В то же время большая часть стенки растянутого тавра также охватывается пластическими деформациями, и, воспринимая уменьшенным сечением нагрузку, может быстро достигать предела текучести. Таким образом, происходит разрушение с образованием пластических напряжений хотя бы в одном из поясов перфорированного стержня (в наших расчётах — в сжатом тавре) по одному поперечному сечению (первая форма разрушений).
Эта форма разрушения совпадает с формой разрушения, полученной экспериментальным путём (см. рис 3.15, раздел 3.3).
Расчёт методом конечных элементов подтверждает экспериментальные выводы о том, что с увеличением значения изгибающего момента, уменьшается величина продольной силы в предельном состоянии.
Сравнивая нагрузки полученные методом конечных элементов с опытными нагрузками, при втором варианте загружений (см. рисунок 4.22), мы видим, что нагрузки, полученные МКЭ, меньше экспериментальных и расхождение составляет 6-15 %. Предлагаемая в 2.2.4 инженерная методика расчёта даёт несколько большие отклонения в безопасную сторону (15-24 %) по сравнению с экспериментальными данными (см. рисунок 4.22.).
Полученные расхождения объясняются принятыми допущениями, в том числе использованием диаграммы Прандтля при расчёте МКЭ, а также упрощениями предельных поверхностей, в которых выпуклые участки заменены прямыми.
Расчёт методом конечных элементов достаточно длительный процесс, начиная от ввода исходных данных и заканчивая анализом результатов. Например, непосредственно на нелинейный расчёт вышеупомянутых конструкций, на базе процессора Pentium 4 (тактовая частота 2400 МГц) требуется от 15 до 50 минут времени, в зависимости от эксцентриситета приложения нагрузки. А для подготовки исходных данных и анализа результатов, времени требуется несоизмеримо больше. Поэтому в практических целях лучше иметь более простое, хотя и более приближённое решение, тем более что предлагаемый метод даёт разницу с методом конечных элементов для первого варианта загружений - не более 3-15 % в безопасную сторону.
Кроме того, для исходного (14Б1) и перфорированных двутавров (Б1, Б2 и БЗ), был произведён расчёт по прочности в упругой стадии работы согласно нормативной методике расчёта [142] при тех же эксцентриситетах и с той же схемой приложения нагрузки. Результаты расчёта представлены на рисунках 4.18, 4.20, 4.21.
Анализируя результаты расчётов, представленных на графиках 4.18... 4.21. можно сделать следующие выводы:
Резервы несущей способности при сопоставлении результатов расчета перфорированных стержней в упругой и упруго-пластической стадиях при отсутствии поперечной силы (когда действует только продольная сила и изгибающий момент) практически раны нулю, что соответствует теоретическим выводам, изложенным в 2.3 (рисунок 2.21, кривая в координатах «М - N»).
С помощью теоретического анализа предельных состояний по прочности внецентренно сжатых стержней определена первая форма разрушения (вариант нагружения 2): образование пластических напряжений по одному поперечному сечению хотя бы в одном из поясов перфорированного стержня.
Анализ эффективности изготовления перфорированных стержней из прокатного двутавра показал, что увеличение несущей способности существенно зависит от соотношения действующих усилий. Во внецентренно сжатом стержне увеличение несущей способности за счёт перфорации зависит от эксцентриситета приложения нагрузки и составляет от 4 до 40 %, причём, чем больше эксцентриситет, тем выше процент увеличения несущей способности.
