Страница 20: ДСТУ-Н Б EN 1993-4-1:20ХХ. Проектування сталевих конструкцій. Частина 4-1. Силоси (60349)

Міцність з'єднання за допомогою зварних швів внахлест

Joint efficiency of welded lap joints

Тип з'єднання

Joint type

Ескіз

Sketch

Значення

Value of

Двосторонній зварний шов внахлест

Double welded lap

Односторонній зварний шов внахлест

Single welded lap

A.3.2.2 Осьовий стиск

A.3.2.2 Axial compression

(1) Розрахунковий опір при осьовому стиску повинен визначатися в усіх точках оболонки. При розрахунках зміна сили осьового стиску у вертикальному напрямі ігнорується, за виключенням тих випадків, коли це передбачено положеннями стандарту EN 1993-1-6.
В розрахунках на повздовжній згин мембранні сили стиску повинні розглядатися як позитивні, щоб уникнути широкого використання негативних чисел.

(1) Under axial compression, the design resistance should be determined at every point in the shell. The design should ignore the vertical variation of the axial compression, except where the provisions of EN 1993-1-6 make provision for this. In buckling calculations, compressive membrane forces should be treated as positive to avoid widespread use of negative numbers.

(2) Коли застосовується горизонтальне з'єднання внахлест, яке викликає ексцентриситет осьової сили при проходженні через шов, приведене нижче значення має бути зменшене до 70% попереднього значення, якщо ексцент-риситет серединної поверхні листів відносно один одного перевищує величину , а зміна товщини листа не перевищує , де – це товщина тоншого листа в з'єднанні. Якщо ексцентриситет складає менше вказаного значення чи зміна товщини листа більша, значення α не повинне зменшуватися.

(2) Where a horizontal lap joint is used, causing eccentricity of the axial force in passing through the joint, the value of given below should be reduced to 70% of its previous value if the eccentricity of the middle surface of the plates to one another exceeds and the change in plate thickness at the joint is not more than , where is the thickness of the thinner plate at the joint. Where the eccentricity is smaller than this value, or the change in plate thickness is greater, no reduction need be made in the value of α.

(3) Коефіцієнт зменшення пружної деформації α визначається як:

(3) The elastic imperfection reduction factor α should be found as:

(A.5)

де:

радіус стінки бункера;

where:

is the radius of the silo wall;

товщина листа стінки в розрахун-ковому місці розташування.

is the thickness of the wall plate at the location being calculated.

(4) Критичне напруження при втраті стійкості у будь-якій точці ізотропної стінки повинне обчислюватися на підставі виразу:

(4) The critical buckling stress at any point in the isotropic wall should be calculated as:

(A.6)

(5) Характеристичне напруження при втраті стійкості повинне обчислюватися на основі виразу:

(5) The characteristic buckling stress should be found as:

(A.7)

в якому:

in which:

коли when (A.8)

коли when (A.9)

коли when (A.10)

при with: , і and

У будь-якій точці конструкції результуюча розрахункового мембран-ного напруження (позитивний стиск) повинна задовольняти наступній умові:

(6) At every point in the structure the design membrane stress resultant (compression positive) should satisfy the condition:

(A.11)

де – це величина, представлена в 2.9.2.

where is given by 2.9.2.

Примітка. Значення може бути задане в Національному додатку. Рекомендується значення .

NOTE: The National Annex may choose the value of . The value is recommended.

(7) Максимально допустима дефор-мація, що вимірюється в порядку, перед-баченому стандартом EN 1993-1-6, за винятком розмірів упоперек з'єднань внахлест, визначається як:

(7) The maximum permitted measurable imperfection, using the procedures of EN 1993-1-6 and excluding measurements across lap joints, should be found as:

(A.12)

(8) Розрахунок опору оболонки повздовжньому вигину при осьовому стиску вищому за локальну опору, в зоні кронштейна (тобто опори конвеєрного порталу) і поблизу отвору повинен виконуватися відповідно до 5.6.

(8) The design of the shell against buckling under axial compression above a local support, near a bracket (e.g. to support a conveyor gantry), and near an opening should be undertaken as stipulated in 5.6.

A.3.2.3 Зовнішній тиск, внутрішня часткова розрідженість і вітер

A.3.2.3 External pressure, internal partial vacuum and wind

(1) Для розрахунку рівномірної внутрішньої розрідженості (зовнішнього тиску) за наявності конструктивно пов'язаного даху, критичний зовнішній тиск повздовжнього вигину ізотропної стінки повинен визначатися як:

(1) For uniform partial internal vacuum (external pressure), where there is a structurally connected roof, the critical buckling external pressure for the isotropic wall should be found as:

(A.13)

де:

радіус стінки бункера;

where:

is the radius of the silo wall;

товщина найтоншої частини стінки;

is the thickness of the thinnest part of the wall;

висота між кільцями жорсткості або межами.

is the height between stiffening rings or boundaries.

(2) Розрахункове значення максималь-ного зовнішнього тиску діючого на конструкцію під комбінованою дією вітру і часткової розрідженості, повинне задовольняти наступній умові:

(2) The design value of the maximum external pressure acting on the structure under the combined actions of wind and partial vacuum should satisfy the condition:

(A.14)

Примітка: Значення і можуть бути задані в Національному додатку. Рекомендоване значення і .

NOTE: The National Annex may choose the values of and . The values and are recommended.

(3) Якщо верхній зріз циліндра не прив'язаний до даху, цей спрощений порядок підлягає заміні процедурою, приведеною в 5.3.

(3) If the upper edge of the cylinder is not connected to the roof, this simple procedure should be replaced with that of 5.3.

A.3.3 Зварні конічні хопери

A.3.3 Conical welded hoppers

(1) Спрощений порядок розрахунку може застосовуватися за умови, що будуть виконані дві наступні умови:

(1) A simple design procedure may be used provided that both the following conditions are met:

(а) до хопера, в якому , застосовується вдосконалений частковий коефіцієнт;

a) An enhanced partial factor is used for the hopper of ;

(b) поряд з перехідним з'єднанням на стінці хопера не повинні кріпитися ребра жорсткості або опори.

b) No local meridional stiffeners or supports are attached to the hopper wall near the transition junction.

Примітка. Значення може бути задане в Національному додатку. Рекомендоване значення .

NOTE: The National Annex may choose the value of . The value is recommended.

(2) Якщо єдиними, такими, що враховуються, навантаженнями є сила тяжіння і самопливне переміщення твердого матеріалу який зберігається, меридіальне зусилля на одиницю кола викликане симетричним тиском, визначеним в стандарті EN 1991-4, яке підлягає передачі через перехідне з'єднання, повинне оцінюватися за допомогою загальної рівноваги; див. рисунок A.1. При цьому розрахункове значення локального меридіального зусилля на одиницю кола що допускає можливу нерівномірність навантаження, повинне обчислюватися на основі виразу :

(2) Where the only loading under consideration is gravity and flow loading from the stored solid, themeridional force per unit circumference caused by the symmetrical pressures defined in EN 1991-4 that must be transmitted through the transition joint should be evaluated using global equilibrium, see Figure A.1. The design value of the local meridional force per unit circumference , allowing for the possible non-uniformity of the loading, should then be obtained as

(A.15)

де:

розрахункове значення меридіаль-ної мембранної сили на одиницю кола у верхній частині хопера, отримане на підставі припущення, що навантаження на хопер абсолютно симетричні;

where:

is the design value of the meridional membrane force per unit circumference at thetop of the hopper obtained assuming the hopper loads are entirely symmetrical;

коефіцієнт росту асиметричного навантаження.

is the unsymmetrical stress augmentation factor.

Примітка. Вирази для можна знайти в Додатку B. Значення може бути задане в Національному додатку. Рекомендується значення .

NOTE: Expressions for may be found in Annex B. The National Annex may choose the value of . The value is recommended.

Рисунок

A.1 -

Загальна рівновага хопера

Figure

A.1 -

_{Hopper global equilibrium}

(3) Розрахункове значення меридіаль-ного мембранного розтягу у вершині хопера повинне задовольняти наступній умові:

(3) The design value of the meridional membrane tension at the hopper top should satisfy thecondition:

(A.16)

де:

товщина листа хопера;

where:

is the thickness of the hopper;

межа міцності на розтяг;

is the tensile strength;

частковий коефіцієнт розриву.

is the partial factor for rupture.

Примітка. Значення може бути задане в Національному додатку. Рекомендується значення . Значення також може бути задане в Національному додатку. Рекомендоване значення .

NOTE: The National Annex may choose the value of . The value is recommended. TheNational Annex may also choose the value of . The value is recommended.

A.3.4 Перехідне з'єднання

A.3.4 Transition junction

(1) Цей спрощений метод проектування може застосовуватися для бункерів класу наслідків 1, коли з'єднання складається з циліндричної і конічної секцій з або без кільчастої пластини або аналогічного компактного кільця в місці з'єднання; див. рисунок A.2.

(1) This simplified design method may be used on silos of Consequence Class 1 where the junction consists of a cylindrical and conical section, with or without an annular plate or similarly compact ring at the junction, see figure A.2.

Рисунок

A.2

Зображення простого перехідного з'єднання

Figure

A.2

_{Notation for simple transition junction}

(2) Загальна корисна площа кільця визначається з виразу:

(2) The total effective area of the ring should be found from:

(A.17)

де:

радіус циліндричної стінки бункера;

where:

is the radius of the silo cylinder wall;

товщина стінки циліндра;

is the thickness of the cylinder;

товщина стінки юбки;

is the thickness of the skirt;

товщина стінки хопера;

is the thickness of the hopper;

неповний кут у вершині конуса хопера;

is the cone apex half angle of the hopper;

площа кільця в зоні з'єднання.

is the area of the ring at the junction.

(3) Розрахункове значення сили стиску в кільцевому напрямі що виникло в з'єднанні, повинне визначатися згідно з виразом:

(3) The design value of the circumferential compressive force developed in the junction should be determined from:

(A.18)

де:

розрахункове значення меридіаль-ного розтягу на одиницю кола у верхній частині хопера; див. рисунок A.1 і вираз A.15.

where:

is the design value of the meridional tension per unit circumference at the top of thehopper, see Figure A.1 and expression A.15.

(4) Середнє напруження в кільцевому напрямі в кільці повинне задовольняти наступній умові:

(4) The mean circumferential stress in the ring should satisfy the condition:

(A.19)

де:

найнижча межа текучості матеріалів кільця і оболонки;

where:

is the lowest yield strength of the ring and shell materials;

частковий коефіцієнт пластичності.

is the partial factor for plasticity.

Примітка. Значення може бути задане в Національному додатку. Рекомендується значення .

NOTE: The National Annex may choose the value of . The value is recommended.

Додаток В

(довідковий)

Вираз мембранних напру-жень в конічних бунке-рах

Annex B:

[Informative]

Expressions for membrane stresses in conical hoppers

Представлені тут вирази дозволяють виконати розрахунки відповідно до мембранної теорії напруження в тих випадках, коли їх неможливо зробити в контексті стандартних оболонок чи конструкцій бункера. Вирази мембранної теорії точно визначають мембранні напруження в корпусі хопера (тобто у точках, не зв'язаних з перехідним з'єднанням або опорою) при умові, що прикладені навантаження відповідають моделям, визначеним у EN 1991-4.

The expressions given here permit membrane theory stress analyses to be undertaken for cases which are not obtainable in standard texts on shells or silo structures. Membrane theory expressions accurately predict the membrane stresses in the body of the hopper (i.e. at points not adjacent to the transition or support) provided that the applied loadings are according to patterns defined in EN 1991-4.

Система координат з початковою точкою у вершині.

Coordinate system with origin for at the apex

Висота хопера по вертикалі і неповний кут вершини конуса .

Vertical height of hopper and cone apex half angle

B.1 Рівномірний тиск і тертя об стінку

B.1 Uniform pressure with wall friction

(B.1)

(B.2)

B.2 Лінійний змінний тиск від у вершині до в переході з тертям об стінку μp

B.2 Linearly varying pressure from at apex to at transition with wall friction µp

(B.3)

(B.4)

(B.5)

Для максимальне значення еквівалентного напруження фон Мизеса зустрічається в корпусі конуса, якщо
на висоті:

For , the maximum von Mises equivalent stress occurs in the body of the cone if at the height:

(B.6)

B.3 "Радіальне поле напружень" з трикутною епюрою перемикання напружень у зоні переходу

B.3 “Radial stress field” with triangular switch stress at the transition

для for (B.7)

для for (B.8)

для for (B.9)

для for (B.10)

для for (B.11)

для for (B.10)

у якому - тиск на висоті h₁ над вищою точкою і - тиск в зоні переходу.

in which is the pressure at a height h₁ above the apex and is the pressure at the transition.

B.4 Тиск згідно загальної теорії хоперів

B.4 General hopper theory pressures

Характер баричного поля може бути визначений в показниках нормального тиску з супутньою силою зчеплення із стінкою бункера як:

The pressure pattern may be defined in terms of the normal pressure with accompanying wall frictional traction as:

(B.13)

(B.14)

(B.15)

де F - це коефіцієнт тиску на стінку p аж до напруження по вертикалі в твердому матеріалі q, а q_t – це усереднене вертикальне напруження в твердому матеріалі у зоні переходу :

F is the ratio of wall pressure p to vertical stress in the solid q and q_t is the mean vertical stress in thesolid at the transition:

(B.16)

(B.16)