Расчет плоской рамы

Требуется выполнить расчет на устойчивость рамы, cxeма кото­рой дана на рис. 3.1, а (в узле С – упругая линейная связь).

Разложив вертикальную силу 0, 8 F в узле С по направлениям примыкающих к узлу стержней СА и CD (рис. 3.1, б), можно убедить­ся в том, что заданные узловые нагрузки вдокритической стадии не вызывают изгиба элементов, так как все нагрузки, равные F, направлены вдоль cтержней AC, BD и DL, которые работает при этом на сжатие, а две противоположно направленные силы пo 1, 5 F приложены по концам ригеля СD, также испытывающего сжатие. Строго доказать безызгибность исходного равновесного состояния можно предварительным расчетом системы на прочность, однако в данной задаче характер работы рамы до потери устойчивости очевиден.

0, 8 F     0, 6 F c 0 2 м 0, 9 F 1, 5 F а)

1, 5 F F F L D г) д) F 1, 5 F C C 0, 8 F

Рис. 3.1

Продольные силы в стержнях определяем, последовательно рас­сматривая равновесие узлов L, D и С (см. рис. 3.1, в – д):

Минимально необходимое число связей, вводимых при составлении основной системы метода перемещений, определяется по формуле n ₀ = n_q + n_D , (3.1)

где n_q и n_D – соответственно степени угловой и линейной под-

виж­ности узлов заданной системы.

В рассматриваемом примере n_q = 2 (по числу жестких узлов), n_D = 1 (учитывается горизонтальное перемещение узлов С и D). Линей­ное перемещение узла L можно не включать в число основных неиз­вестных, поскольку консоль DL относится к типовым элементам ОСМП. Основная система, полученная введением в узлы только необхо­димых связей (двух угловых и одной линейной), изображена на рис. 3.2, где обозначены основные неизвестные – углы поворота Z ₁ и Z ₂ и линейное перемещение Z ₃ . На схеме указаны также номера эле­ментов и их типы в соответст­вии с табл. 1 Приложения. Выбранная основная систе­ма – несовершенная, так как основными неизвестныминевозможно описать и, следовательно, выявить локальную потерю устойчивости стойки BD – это потребует в дальнейшем исследования скрытой формы.

Рис. 3.2

Определяем характеристики элементов ОСМП – погонные жесткости i_j = EI_j / l_j и коэффициенты продольных сил n_j =

= (те и другие – с точностью до общих параметров i ₀ и n соответственно (здесь n имеет такой же смысл – ведущего параметра, – как и n ₀ в п. 1.2, но индекс «0» опущен для краткости):

i ₁ = EI /(5 м) = 0, 8 i ₀ ; i ₂ = 3 EI /(6 м) = 2 i ₀ ;

i ₃ = EI /(4 м) = i ₀ ; i ₄ = EI /(2 м) = 2 i ₀;

= 0, 8839 n; = 0, 75 n;

= n; = 0, 3535 n.

Согласно формуле (1.13) получаем y ₁ = 0, 8839; y ₂ = 0, 75; y ₃ = 1; y ₄ = 0, 3536. Заметим, что все , так как в качестве n выбран наибольший из n_j. Дополнительно выражаем через i ₀ жесткость упругой связи: с ₀ = 0, 5 м ^{– 3} ЕI = 2 м ^{– 2} i ₀.

Система канонических уравнений метода перемещений:

(3.2)

Компоненты r_ik матрицы внешней жесткости r имеют смысл реакций введенных связей в единичных состояниях основной системы. Эти состояния, вызываемые единичными смещениями угловых илиней­ной связей, изображены на рис. 3.3.

При построении схемы деформированного состояния ОСМП от линейного смещения Z ₃ = 1 использован план перемещений узлов. Заме­тим, что реакция упругой связи r_{c, k} (здесь k – номер единичного состояния) отлична от нуля только при Z ₃ = 1, так как вдвух дру­гих состояниях связь не претерпевает деформации. При Z ₃ = 1 воз­никает абсолютное удлинение связи, равное 1, поэтому r_{c, 3} = с ₀ ^. 1 = 2 i ₀ .

На рис. 3.3 приведены также эпюры нагибающих моментов в единичных состояниях основной системы, построенные с использованием таблицы типовых эпюр для сжато-изогнутых стержней (см. Приложение). Все эпюры криволинейные, поскольку во всех элементах име­ются сжимающие продольные силы (если бы были элементы, не испытывающие сжатия, то для них эпюры моментов получились бы прямолинейными). Полезно обратить внимание на то, что общее очертание криволинейной эпюры для какого-либо стержня напоминает вид соответствующей прямолинейной эпюры (треугольной или трапецеидальной) при расчете на прочность (без учета влияния продольной силы).

Характерные ординаты единичных эпюр представлены в конечном счете с точностью до общего множителя i ₀ , а аргументы специальных функций записаны через ведущий параметр n.

	4 i 2 j 2 (n 2 )= 8 i 0 j 2(0, 75 n)
r 12 1 F     O r C, 2	4 i 2 j 2 (n 2 )= 8 i 0 j 2(0, 75 n)     М2 i 4 n 4 tg n 4 = = 0, 707 i 0 n tg(0, 3535 n)
	М3 1, 5 i 0 j 4(0, 75 n)

Рис. 3.3

Относительные линейные смещения концевых сечений 1-го, 2-го и 3-го элементов по нормали к оси стержня, необходимые для вычисления характерных ординат эпюры М ₃ (в единичном состоянии от линейного смещения Z ₃ = 1), удобно находить по плану перемещений: D_{1, 3} = 1, 25; D_{2, 3} = 0, 75; D_{3, 3} = 1 (индекс j у перемещения D _{j, k} указывает но­мер элемента, а индекс k – номер единичного состояния).

Рассмотрим определение единичных реакций r_ik статическим способом. Реакции угловых связей – моменты r _{1 k} и r _{2 k} находятся

Рис. 3.4

из условий равновесия моментов в узлах С и D (рис. 3.4, на кото­ром условно не показаны узловые нагрузки, реакции линейных связей, продольные и поперечные силы): r 11 = i 0 [2, 4 j 1(0, 8839 n) +8 j 2(0, 75 n)]; r 12 = r 21 = 4 i 0 j 3(0, 75 n); r 13 = r 31 = i 0 [1, 5 j 4(0, 75 n) – – 0, 6 j 1(0, 8839 n)]; r 22 = i 0 [8 j 2(0, 75 n) – – 0, 707 n tg(0, 3535 n)]; r 23 = r 32 = 1, 5 i 0 j 4(0, 75 n). Собственную реакцию линейной связи определяем из условияравновесия системы в целом в 3-м единичном состоянии (см. рис. 3.3):

= r ₃₃ – 1, 5 F + 1, 5 F – F ^. 0, 6 – r_{c , 3} -

+ Учитывая, что

получаем

Необходимое для вычисления приращения реакции уравнение получаем из условия равновесия узла С (рис. 3.5):

откуда = , и окончательно

Рис. 3.5

Возможен другой вариант определения r 33 – с использованием точки пересечения направлений реакций и в качестве моментной точки (см. рис. 3.3). Очень важно то, что уравнение равновесия записывается для деформированного состоя­ния системы, поэтому должны быть учтены моменты от узловых нагрузок:

Полученное из этого уравнения выражение содержит иную комбинацию специальных функций, чем в первом варианте, но их эквивалентность может быть доказана (заметим, что при преобразовании уравнения произведение малых величин принимается ).

Матрицу r можно получить также кинематическим способом по формуле (1.9). Матрицы К и а формируются из блоков для всех элементов системы, включая упругую связь в узле С. Структура матриц K_j и a _{( j ), i} (j – номер элемента) в зависимости от типа элемента описана в табл. 1 Приложения.

Составляем уравнение устойчивости:

= (3.3)

Корень уравнения устойчивости отыскивается способом последовательных приближений: задавая значения ведущего параметра n с некоторым начальным шагом D n, определяют соответствующие значения левой части Ф (n) уравнения устойчивости до тех пор, пока не произойдет изменение знака Ф (n). После этого производится поиск корня в том интервале D n, на концах которого получены разнозначные значения Ф (n). Интервал поиска постепенно сужается, и в конце может быть применена аналитическая или графическая интерполяция.

Задаем n = 0, тогда n ₁ = n ₂ = n ₃ = n ₄ = 0, j ₁(0) = 1, …, h ₃(0) = 1,

n ₄ tg n ₄ = 0, r ₁₁ = 10, 4 i ₀ , r ₁₂ = 4 i ₀ , r ₁₃ = 0, 9 i ₀ , r ₂₂ = 8 i ₀ , r ₂₃ = 1, 5 i ₀ , r ₃₃ = 2, 525 i ₀ , Ф (0) = 150, 6 . Назначаем начальный шаг поиска D n = 0, 6. При n = 0, 6 получаем n ₁ = 0, 5304, n ₂ = 0, 45, n ₃ = 0, 6, n ₄ = 0, 2121. По табл. 2 Приложения, применяя интерполяцию, находим значения специальных функций, необходимые для определения единичных ре акций: j ₁(0, 5304) = 0, 9809, j ₂(0, 45) = = 0, 9932, j ₃(0, 45) = 1, 0035, j ₄(0, 45) = 0, 9966, h ₁(0, 5304) = 0, 8865, h ₂(0, 45) = 0, 9795, 0, 2121^. tg 0, 2121 = 0, 0468 (можно вычислять j ₁(0, 5304) … h ₂(0, 45) непосредственно по формулам из табл. 1 Приложения). Затем рассчитываем r_ik и Ф (0, 6). Увеличив n на D n = 0, 6, вычисляем Ф (1, 2) и т.д. Для получения приемлемой точности все расчеты следует выполнять не менее чем с тремя десятичными знаками после запятой.

Значения r_ik и Ф (n) представлены в таблице 3.1.

Таблица 3.1

n							Ф(n) /
	10, 4	4, 0	0, 9	8, 0	1, 5	2, 525	150, 60
0, 6	10, 2996	4, 0140	0, 9064	7, 8543	1, 4949	2, 4778	141, 93
1, 2	9, 9951	4, 0552	0, 9262	7, 3984	1, 4796	2, 3366	117, 25
1, 8	9, 4626	4, 1288	0, 9634	6, 5606	1, 4538	2, 0999	80, 09
2, 4	8, 6606	4, 2400	1, 0261	5, 1715	1, 4171	1, 7657	36, 83
3, 0	7, 4914	4, 3992	1, 1332	2, 7604	1, 3686	1, 3287	–2, 17
2, 9	7, 7180	4, 3684	1, 1109	3, 2742	1, 3776	1, 4091	3, 40

а)   Рис. 3.6

График функции Ф (n) показан на рис. 3.6, а. Корень уравнения устойчивости определяется линейной интерполяциейв интервале от 2, 9 до 3, 0 (рис. 3.6, б): = = Для контроля: Ф (2, 96) = –0, 02 0.

Вычисляем по формуле (1.16), где ввиду того, что при-

нято n = n ₃ (т.е. d = 3), имеем l_d = l ₃ = 4 м, EI_d = EI₃ = EI, x_d = x ₃ = –2, тогда (Заметим, что коэффициент 0, 274 здесь – в м ^–2).

Тот же результат можно получить непосредственно изсоотношения n ₃ = .

Нагрузка соответствует общей потере устойчивости системы. Поскольку использовалась несовершенная основная система, то тре­буется дополнительное исследование скрытых форм потери устойчивос­ти. В рассматриваемой задаче единственная скрытая форма связана с локальной потерей устойчивости стойки ВD. Рассматривая этот стержень изолированно от других (рис. 3.7), находим по формуле (1.19) критическое значение продольной силы, соответствующее местной потере устойчи-

Рис. 3.7

вости элемента BD (коэффициент приведения длины для элемента 4-го типа = 1): откуда Выполняя аналогичные расчеты остальных элементов (хотя в этом нет необходимости, так как несомненно, что местная потеря устойчивости для них невозможна), можно найти

Определяем истинное значение критического параметра нагрузк­и F_сr = min() = = 0, 274 EI – следовательно, происходит общая потеря устойчивости.

Для выявления формы потери устойчивости вычисляем собствен­ный вектор перемещений b_Z. Принимаем основное неизвестное Z ₁ в качестве ведущего, тогда b_Z = [ Z ₁/ Z ₁ Z ₂/ Z ₁ Z ₃/ Z ₁ ]^T =

= [ 1 b_{Z 2} b_{Z 3}]^T. Сформировав матрицу r при n = n_cr, получаем систему уравнений

Представив систему в форме (1.23) и отбросив последнее уравнение, имеем

откуда b_{Z 2}= –2, 046, b_{Z 3}= 1, 236.

Отметим, что b_{Z 3}имеет размерность длины (в дан­ном примере измеряется в метрах) потому, что перемещения Z ₃ и Z ₁ разнотипные (одно линейное, другое угловое), и коэффициент, связывающий их по (1.24), не может быть безразмерным.

Знак «–» у b_{Z 2}указывает на то, что поворот узла D на угол Z ₂ происходит против часовой стрелки (т.е. в направлении, противоположном принятому за положительное при составлении ос­новной системы).

С учетом найденных соотношений Z ₂ = –2, 046 Z ₁ и Z ₃ = = 1, 236 м ^. Z ₁ может быть изобра­жено – с точностью до неопределенного множителя Z ₁ – деформированное состояние системы после потери устойчивости при F = F_cr (рис. 3.8).

Вспомогательное построение, выполненное около узла С, позволяет графически выразить линейное перемещение Z ₃ через угол поворота Z ₁ с учетом коэффициента b_{Z 3}. При этом отрезок = b_{Z 3} = 1, 236 м должен изображаться строго в том же масштабе, что и сама система. Угол Z ₂ показан на чертеже равным 2, 046 Z ₁ .

A   B Рис. 3.8

В заключение расчета вычисляются коэффициенты приведения m_j = p / n_{j, cr} = p / (y_j n_cr) и приведенные всех сжатых элементов системы l_{0, j} = m_j l_j:

l _{0, 1} = 1, 201 ^. 5 м = 6, 00 м; l _{0, 2} = 1, 415^. 6 м = 8, 49 м;

l _{0, 3} = 1, 061^. 4 м = 4, 24 м; l _{0, 1} = 3, 002^. 2 м = 6, 00 м.

Полезно обратить внимание на то, что полученные значения коэффициентов m_j, учитывающие совместность работы стержней в выявленной общей потере устойчивости, сильно отличаются от тех, которые используются в расчетах одиночных сжатых стержней с соответствующими закреплениями концов. Например, m ₄для консоли DL в 1, 5 раза больше, чем для консольного стержня с неподвижным опорным защемлением. То, что для стойки BD с шарнирами на обоих концах получен m ₃ = 1, 061 > 1, свидетельствует об отсутствии местной потери устойчивости этого элемента.