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2020-12-18

Instabilità flesso-torsionale nelle strutture di legno | Esempi 2

Nell'articolo precedente, instabilità flesso-torsionale nelle strutture in legno | L'esempio 1 spiega l'applicazione pratica per determinare il momento flettente critico Mcrit o la tensione flettente critica σcrit per un'instabilità laterale di una trave flettente's utilizzando semplici esempi. In questo articolo, il momento flettente critico è determinato tenendo conto di una fondazione elastica risultante da un controvento di irrigidimento.

Modello strutturale

Per il sistema mostrato nell'immagine 01, le aste reticolari dovrebbero essere analizzate per instabilità laterale. Nel piano della copertura, sono disponibili sei aste reticolari come travi parallele con una lunghezza di 18 m e due controventi di irrigidimento. Le travi sui lati del timpano sono supportate da colonne e non sono considerate per il calcolo. Un carico di progetto qd di 10 kN/m agisce sulle aste reticolari.

Dati modello

18 m Lunghezza trave
b 120 mm Larghezza trave
h 1,200 mm Altezza trave
GL24h - - Materiale secondo EN 14080
iZ 172.800.000 mm4 Momento d'inerzia
iT 647.654.753 mm4 Costante torsionale
qd 10 kN/m carico di progetto
az 600 mm posizione del carico
e 600 mm Posizione della fondazione

Nota: Anche se le seguenti equazioni per E e G non si riferiscono esplicitamente ai quantili del 5% nell'indice, sono state prese in considerazione di conseguenza.

Trave a campata singola con vincolo laterale e torsionale senza vincoli intermedi

Per ragioni di completezza, viene prima analizzata l'asta reticolare, senza vincoli laterali (vedere la Figura 02). La lunghezza dell'asta equivalente risulta da un'applicazione di carico sul lato superiore della travatura reticolare con a1 = 1,13 e a2 = 1,44 come segue:

lef = 17,79 m

Il momento flettente critico può quindi essere calcolato come segue:

M critico =134,52 kNm

Questi esempi fanno a meno di un aumento del prodotto dei quantili del 5% delle proprietà di rigidezza dovuto all'omogeneizzazione di travi in legno lamellare incollato.

Il momento flettente agente sulle travature reticolari risulta come segue:

Md = 405,00 kNm

Di conseguenza, l'analisi degli autovalori con il modulo aggiuntivo RF‑/FE‑LTB fornisce un coefficiente di carico critico di 0,3334. Ciò si traduce nel momento flettente critico

M critico =0,3334 ⋅ 405 kNm = 135,03 kNm

ed è quindi identico al risultato della soluzione analitica.

Come ci si poteva aspettare per questa asta snella non supportata, il momento flettente agente è maggiore (di un coefficiente 3) del momento flettente critico e la travatura reticolare non è quindi sufficientemente vincolata contro l'instabilità laterale. Tuttavia, un controvento dovrebbe contrastare, che ora è considerato per il calcolo.

Trave a campata singola con vincolo laterale e torsionale con vincoli esterni rigidi

Se il controvento di irrigidimento è sufficientemente rigido, la spaziatura tra i vincoli esterni laterali (ad esempio tramite arcarecci) viene spesso utilizzata come lunghezza dell'asta equivalente per l'analisi di instabilità laterale. Questa procedura è stata descritta nell'articolo precedente, Instabilità flesso-torsionale nelle costruzioni in legno | Esempi 1.

Quindi, 2,25 m è utilizzato come L. Per a1 = 1.00 e a2 = 0.00, ciò segue:

lef = 2,25 m

I seguenti risultati per il momento flettente critico:

M critico =1.063,51 kNm

Poiché il momento flettente agente sulla trave è inferiore al momento flettente critico, la trave non è minacciata da instabilità laterale nell'ipotesi di vincoli intermedi rigidi.

Di conseguenza, l'analisi degli autovalori con il modulo aggiuntivo RF-/FE-LTB fornisce un coefficiente di carico critico di 2,7815. Ciò si traduce nel momento flettente critico

M critico =2,7815 ⋅ 405 kNm = 1.126,50 kNm

Trave a campata singola con vincolo laterale e torsionale e fondazione elastica dell'asta


Come nell'instabilità flesso-torsionale nelle costruzioni in legno | teoria, la determinazione delle lunghezze equivalenti delle aste è estesa dei coefficienti α e β per le aste con fondazioni elastiche in [1].

Pertanto, è possibile considerare la rigidezza a taglio di un controvento di irrigidimento per l'instabilità laterale delle aste reticolari. La rigidezza a taglio del controvento' può essere determinata, ad esempio, secondo [2] Figura 6.34. Come si può vedere da quanto sopra, dipende dal tipo di controvento, dalla rigidezza alla deformazione di diagonali e montanti, dall'inclinazione delle diagonali' e dalla duttilità dei dispositivi di fissaggio. Per il controvento di irrigidimento mostrato nell'immagine 01, la rigidezza a taglio risulta in:

Qui, ED è il modulo di elasticità delle diagonali' eAD è la loro area della sezione trasversale. Tuttavia, l'equazione sopra non include la duttilità degli elementi di fissaggio delle diagonali'. Questo e l'allungamento dell'asta delle diagonali possono essere considerati per mezzo di un'area della sezione trasversale teorica AD '. Quello che segue è questo:

dove

Le diagonali hanno una dimensione di w/h = 120/200 mm e una lunghezza LD di 4,59 m. Il modulo di scorrimento del collegamento su ciascun lato delle diagonali dovrebbe essere 110.000 N/mm.

L'area ideale è, di conseguenza,

AD ' = 12.548 mm²

e quindi, la rigidezza a taglio di un controvento con un angolo diagonale-corda di 60,64 ° è

sid = 44,864 kN

La fondazione dell'asta per controvento può essere convertita secondo [2] Formula 7.291 come segue:

Per due controventi e sei aste reticolari, è disponibile la seguente costante elastica per trave reticolare:

Ky = 455,6 kN/m² = 0,456 N/mm²

A condizione che KG = ∞, Kθ = 0, Ky = 0,456 N/mm², e = 600 mm, a1 = 1,13 e a2 = 1,44, la lunghezza dell'asta equivalente risulta:

lf = 0,13

Pertanto, il momento flettente critico risulta in un valore non realistico di:

M critico =18.482,84 kNm

Ci si aspetterebbe un valore simile al sistema con vincoli esterni rigidi. Come nell'instabilità flesso-torsionale nelle costruzioni in legno | teoria, l'applicazione della formula estesa con α e β è limitata nella sua applicazione.

A rigor di termini, è valido solo se c'è una inflessione in un grande arco sinusoidale. In altre parole, se la fondazione è molto morbida. Questo non è più fornito in questo esempio. Le autofunzioni multi-onda, che portano a un piccolo carico critico per qualsiasi costante della molla più grande, non sono incluse nell'equazione suddetta, poiché si basa su approcci del seno monomio.

Come puoi vedere nell'immagine 07, un autovettore multi-onda risulta dall'analisi degli autovalori.

In questo caso, può essere applicato il metodo derivato dal Prof. Dr. Heinrich Kreuzinger (2020). Il momento flettente critico si calcola come segue:

La costante n indica la prima, la seconda, la terza e così via, autosoluzione. Pertanto, è necessario analizzare diverse autosoluzioni e quindi determina il momento flettente critico più piccolo. I seguenti momenti flettenti critici sono il risultato per n = 1…30.

n Mcrit [kNm] n Mcrit[kNm]
1 9.523,25 16 2.214,63
2 4.281,26 17 2.339,17
3 2.294,32 18 2.464,92
4 1.605,56 19 2.591,63
5 1.354,68 20 2.719,14
6 1.282,70 21 2.847,30
7 1.294,12 22 2.976,00
8 1.348,81 23 3.105,16
9 1.428,05 24 3.234,71
10 1.522,29 25 3.364,60
11 1.626,24 26 3.494,77
12 1.736,77 27 3.625,20
13 1.851,94 28 3.755,84
14 1.970,50 29 3.886,67
15 2.091,60 30 4.017,68

Mcrit diventa minimo per n = 6 ed è di circa 1.282,70 kNm.

La soluzione degli autovalori dal modulo aggiuntivo RF-/FE-LTB (vedi Figura 07) risulta in:

M critico =3,4376 ⋅ 405 kNm = 1.397,25 kNm

Entrambi i risultati corrispondono molto bene. Tuttavia, la soluzione analitica è sicura, poiché questo metodo si basa su una distribuzione del momento flettente costante. Quindi, un carico critico qcrit è assegnato al momento flettente critico costante Mcrit.

Poiché la fondazione dell'asta in questo esempio è considerata molto rigida e costantemente distribuita sulla lunghezza dell'asta reticolare, si verificano momenti flettenti critici leggermente superiori rispetto ai vincoli singoli rigidi.

Secondo [3] Capitolo 9.2.5.3 (2), i controventi di irrigidimento devono essere sufficientemente rigidi da non superare l'inflessione orizzontale di L/500. Il calcolo deve essere eseguito con i valori di progetto delle rigidezze (vedere [1] capitolo NCI a 9.2.5.3).

Per kcrit = 0,195, H = 5 m e qp = 0,65 kN/m² come pressione cinetica della raffica, risultano i seguenti carichi (vedere [3] Capitolo 9.2.5.3):

Nd = (1 - 0,195) ⋅ 405/1,2 = 271,68 kN

qd = 2,76 kN/m

qd,vento = 1.5 ⋅ (0.7 + 0.3) ⋅ 0.65 ⋅ 5/2 = 2.44 kN/m

La deformazione del controvento di irrigidimento è mostrata nella Figura 08. I carichi sono stati divisi a metà perché ci sono due controventi di irrigidimento.

La deformazione ammissibile è:

Il risultato conferma l'ipotesi di un controvento molto rigido ed è coerente con i momenti flettenti critici quasi identici del sistema con vincoli esterni rigidi e quello con aste di fondazione elastiche.

Conclusione

È stato mostrato quali possibilità nella costruzione in legno possono essere utilizzate per analizzare l'instabilità laterale delle travi flettenti. Per i metodi comuni, è importante assicurarsi che i controventi di irrigidimento siano sufficientemente rigidi da accettare vincoli esterni. Le opzioni sono state mostrate in questo articolo per i casi in cui questa ipotesi non si applica. Fondamentalmente, le travi flettenti e i controventi di irrigidimento devono essere progettati per la loro capacità portante e di esercizio secondo la norma corrispondente. Tuttavia, questo va oltre lo scopo di questo articolo.


Autore

Il signor Rehm è responsabile dello sviluppo di prodotti per strutture in legno e fornisce supporto tecnico ai clienti.

Link
Bibliografia
  1. Appendice nazionale - Eurocodice 5: Progettazione di strutture in legno - Parte 1-1: Generale - Regole e regole comuni per gli edifici; DIN EN 1995-1-1/NA:2013-08
  2. Petersen, C. (1982). Statik und Stabilität der Baukonstruktionen , (2nd ndr). Wiesbaden: Visualizza es.
  3. Eurocodice 5: Progettazione di strutture in legno - Parte 1-1: Generale - Regole comuni e regole per edifici; DIN EN 1995-1-1:2010-12


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