Грегор А. Сварные металлические конструкции. 1935

Similar
Сварка жаропрочных аустенитных сталей и сплавов
Сварка разнородных сталей
Электродуговая сварка сталей. Справочник
Справочник сварщика
Text
                    онти

19 3 5

ALFRED GREGOR

OESCHWEISSTE STAHLBAUTEN

BERLIN 1932
АЛЬФРЕД/ГРЕГОР

СВАРНЫЕ МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ
КОНСТРУКЦИИ

ПЕРЕВОД С НЕМЕЦКОГО ИНЖ- В. А. XЛАМО В А И ИН Ж. В. Д. ХОХЛ ОДА
ПОД РЕДАКЦИЕЙ ПРОФ. Н. Н. АИСТОВА

Сканировал и обрабатывал

Лукин А.О.

ОНТИ-НКТП-СССР

ГЛАВНАЯ РЕДАКЦИЯ СТРОИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ

ЛЕНИНГРАД	1935

МОСКВА
ПРЕДИСЛОВИЕ

Книги А. Грегора по металлическим конструкциям пользуются в СССР заслуженным
вниманием, так как они написаны с большим знанием дела проектирования и возведения
металлических сооружений. А. Грегор в своих расчетах всегда находит довольно простой,
но достаточно точный для практических целей прием определения напряжений и дефор-
маций. Правда в некоторых довольно редких местах у него попадаются приемы, с кото-
рыми не всегда можно согласиться, но это нисколько не обесценивает его трудов, если
такие места отмечены в переводе.

Предлагаемый перевод 4-го тома А. Грегор „Сварные конструкции” издания 1932 года
делает ценный вклад в довольно бедную еще литературу по сварке строительных кон-
струкций. В этом труде А. Грегора излагаются общие сведения по сварке и приводятся
различные детали наиболее употребительных конструкций. Все это сопровождается ясным и
простым объяснением расчета соединений элементов, достаточно точным для практических
целей.

Перевод, исполненный инж. В. А. Хламовым и инж. В. Д. Хохловым, сделан хорошим
техническим языком, согласован с ОСТ 2582; всюду приведены ссылки на требования,
предъявляемые Т. У. и Н. и .Едиными нормами строительного проектирования" к сварным
конструкциям.

Книга А. Грегора .Сварные конструкции” явится ценным пособием для втузов и
проектировочных организаций в деле изучения и внедрения электросварки в металличе-
ские строительные конструкции.

Проф. Н. АИСТОВ
ГЛАВА ПЕРВАЯ

КРАТКИЙ ОБЗОР ТЕХНИКИ СВАРКИ С ОБЪЯСНЕНИЯМИ
К ТЕХНИЧЕСКИМ УСЛОВИЯМ И НОРМАМ ДЛЯ СВАРНЫХ
МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ1

1.	Материал (к § 2)

а)	Строительная сталь (п. 1)

В качестве материала для сварных металлокон-
струкций могут быть применены как строительные
стали St 37 и St 52, так и строительная торговая
сталь St 00|12.2

При употреблении других сортов стали необхо-
димо каждый раз приводить особые доказательства
пригодности их для целей сварки.

Ь)	Электроды (п. 2)

Технические условия и нормы не отмечают раз-
ницы между низкосортным и высокосортным мате-
риалом электродной проволоки, хотя качество
сварки безусловно зависит от качества применяе-
мого электрода.

В строительстве применяются два вида электро-
дов: непокрытые и покрытые электроды;
первые называются также голыми, а вторые — об-
мазанными.

Непокрытые электроды значительно дешевле и
дают меньшее количество шлака, чем покрытые,
однако они применяются лишь при постоянном
токе и ими нельзя производить потолочную сварку.
Дорогие покрытые электроды имеют наоборот
то преимущество, что с помощью их можно про-
изводить сварку в любом положении (включая и
потолочную), так как обмазка электрода защищает
от стекания вниз расплавленный металл. К об-
мазке кроме того добавляются такие элементы,
которые улучшают качество сварных швов. Состав
обмазки в большинстве случаев хранится в секрете
изготовляющей фирмой. Необходимо избегать

1	Технические условия и нормы для сварных метал-
конструкций и сооружений, введенные в Гермавии с
10 мая 1931 г., имеются в приложении в конце книги.

’Прим. ред. St 37 — по советской марке Ст. 3;
St 52-Ст. 5; St 00[12 — Ст. 1.

производства обмазки на месте кустарным путем,
так как неправильно взятый состав может вредно
повлиять на качество сварного шва. При покры-
том электроде может быть применен как посто-
янный, так и переменный ток.

Электродная проволока изготовляется диаметром
от 2 до 8 мм,1 чаще же всего применяется про-
волока диаметром от 3 до 5 мм. Правильный
выбор диаметра проволоки имеет большое зна-
чение в производстве сварки (см. часть 6d).

Электроды изготовляются обычно длиною в 350
и 450лглг; непокрытая электродная проволока до-
ставляется также в кругах.

Цена электродной проволоки колеблется в значи-
тельных пределах. Однако разница в цене на элек-
троды не оказывает какого-либо значительного
влияния на общую стоимость сооружения, так что
при выборе электродов решающую роль должна
иметь не стоимость их, а хорошее качество эл ек-
тродов.

2.	Способы сварки (к § 3)

В целях поощрения развития техники сварки
технические условия и нормы не предписывают
применения какого-либо определенного способа
сварки, а предоставляют свободный выбор этого
способа производителю .работ.

В строительстве нашел наибольшее применение
способ дуговой сварки,2 так как при этом способе
получаются однородные результаты и меньшим
оказывается влияние добавочных напряжений от
нагрева и связанных с нагревом явлений (как
напр. перекосы и т. п.).

Применяемые для сварки машины разделяются
на сварочное динамо и сварочные трансформа-
торы.

1 П р им. ред. Для приемки сварочной проволоки
в СССР существует ОСТ 2407.

> Прим. ред. Способ Славяиова: .сварка воль-
товой дугой при помощи металлического электрода*.
Правильный выбор сварочного оборудования за-
висит от условий производства и от различного
способа снабжения электроэнергией.

Сварка непосредственно отсети при-
меняется в редких случаях. Обычное напряжение
распределительной силовой или осветительной сети
очень высоко, а потому, чтобы устранить пережог
материала, необходимо включить значительное со-
противление. При включении сопротивления полу-
чается значительный расход энергии и кроме того,
вследствие наличия тока высокого напряжения про-
изводство работ становится особенно опасным.
Поэтому сварка непосредственно от сети может
иметь место лишь при дешевой электроэнергии и
в исключительно редких случаях^

Сварочное динамо постоянного ток^
применяется в строительстве чаще, чем трансфор-
матор переменного тока. Вольтова дуга при посто-
янном токе дает лучшие результаты, чем при
переменном токе как в отношении качества свар-
шва, так и глубины проварки. Так как сварочное
дело относится к молодому еще несовершен-
ному производству, то на выбор рода машины
должно быть обращено особое внимание.

Приведение в действие сварочной ма-
шины постоянного тока происходит как правило
через непосредственное соединение ее каким-либо
способом с двигателем. Из двигателей применяются
электрические, бензиновые и дизель-моторы. Бен-
зиновые и особенно дизель-моторы предпочтительны
ввиду дешевизны их эксплоатации. От непосредст-
венного соединения сварочной машины с мотором
получается или стационарный или передвижной
аггрегат. Ременный привод при наличии трансмиссии
применяется лишь тогда, когда нельзя почему-либо
устроить привод от мотора.

Стационарное устройство применяется при на-
личии особо отведенного помещения в машинном
зале. В этом случае дает большое удобство при-
менение регулирующего аппарата на расстоянии,
так как при изменении напряжения вольтовой дуги
необходимо соответственно изменять и силу тока.
При ошибках обыкновенного регулятора сварщик
каждый раз должен уходить от места сварки к ма-
шине, что естественно связано со значительной
потерей времени. Если сварщик, ие желая себя
лишний раз затруднять, не произведет регулировки
тока, то это безусловно отразится отрицательно на
качестве сварки. Регулирующий аппарат на рассто-
янии также защищает сварщика от случайных
повреждений.

При сварке вольтовой дугой постоянным током
имеющийся в сети перемейный ток преобразо-
вывается в постоянный.

Применение многопостовых сварочных
машин имеет преимущество лишь тогда, когда
производятся работы с относительно большой
продолжительностью включения и когда места свар-
ки, в целях уменьшения падения напряжения в ка-
беле, расположены недалеко от машин.

Трансформаторы переменного тока
дешевле сварочных машин постоянного тока в три
раза (1000 марок против 3000). Трансформатор
присоединяется непосредственно к распределитель-
ной сети переменного тока. Отрицательной сторо-
ной сварки с трансформатором надо считать то,
что вольтова дуга не достигает вершины угла свар-
ного шва и блуждает вначале по стенкам свари-
ваемых частей. Вследствие этого вершины углов
остаются непроваренными, между тем как раз здесь
был бы чрезвычайно ценен для сварки провар до
2—3 мм.

Следующим недостатком сварочного трансфор-
матора надо считать то, что сварка при непокры-
том электроде значительно труднее, чем при по-
крытом; наконец необходимо указать на опасность
для сварщика при работе с переменным током:
при каждом перерыве вольтовой дуги между сва-
риваемыми частями и электродом получается на-
пряжение холостого хода до 85 вольт (напряжение,
начиная от 60 до 70 вольт, уже опасно). При
машине постоянного тока напряжение всегда остает-
ся ниже 42 вольт (допускаемый предел) как при
холостом ходе, так при зажигании дуги и при
сварке. Поэтому в строительном деле сварочные
работы рекомендуется производить постоянным
током.

Каждая сварочная машина имеет сварочные
принадлежности: ручной кабель длиною 5лс
с электрододержателем и обратно ведущий кабель,
защитный шлем с темными стеклами, перчатки,
молоток, стальная щетка, струбцинка и ящики с
электродами.

В пояснительной записке к проекту должно
быть оговорено, какой из способов сварки будет
применен на постройке.

3.	Расчет сварных швов (к § 4)

а) Общие сведения (к п. 1)

Размеры сварных соединений, должны быть по-
казаны в наглядной и доступной для проверки
форме. Форма и размеры сварных швов должны

Рис. 1. Изображение сварных швов в случае а 'по-
средством условных обозначений и в случае Ь по-
средством штриховки.

быть даны на чертежах. Сварка, производимая на
месте стройки, должна иметь на чертеже обозначе-
ние „С" и потолочная сварка—я/7“. Обозначения
сварных швов в большинстве случаев делаются
согласно таблицами условных обозначений, данных
в приложении. Однако в настоящей книге, в целях
достижения лучшей наглядности чертежа, сварные
швы представлены заштрихованными как по тол-
щине, так и длине их, а частично даны и допол-
нительно в увеличенном масштабе.

На рис. 1 изображены сварные швы узлового
соединения в первом случае с помощью условных
обозначений и во втором — с помощью штриховки.

концевых кратеров; в настоящей книге, как общее
правило, за длину концевого кратера принята тол-
щина сварного шва.

В заключение на основе данных рис. 2 можем
написать:

Fee = Е {ml) — 4тх 1Х + 2/n2 Z2;

Р

ТСВ — -р— •
л св

Ь)	Расчет сварных швов на срез (к п. 2)

а) Угловые (фланговые и лобовые) швы

На рис. 2 представлены фланговые и лобовые
швы; фланговые швы направлены параллельно
действию силы, а лобовые — нормально к ней. Оба
рода швов обозначаются как угловые (валиковые)
швы.

Мерилом для проверки прочности служит наи-
меньшая площадь разрушения шва; последняя
дается в формуле величиной E(/nZ)- Величина
E(/nZ) является вместе с тем площадью сварки FCB,
вводимой в расчет.

При определении толщины сварного шва /п(рис. 2d)
глубина провара и усиление сварного шва Д/n не
принимаются во внимание; лишь высота вписанного
равнобедренного треугольника рассматривается как
несущая и принимается в расчет. В равной степени
в длину полученного по расчету шва не включа-
ются концы шва с кратерами (рис. 2а);1 послед-
нее основано на том, что кратерные концы
принимают лишь частичное или совсем не прини-
мают участия в работе шва. Действительная длина
шва при этом будет равна I минус два концевых
кратера. В Т. У. и Н. не дается определения длины

Толщина сварных швов и длина лобовых швов.
Z2 в большинстве случаев известна.

1 Прим. ред. Вначале выполнения сварного шва
вольтова дуга действует на холодный (ненагретый) ос-
новной металл (металл свариваемого изделия), который
обладает большей теплоемкостью, чем электрод. В силу
этого электрод нагревается быстрее основного металла
и начинает расплавляться раньше последнего. Шов при
этом получается с плохим проваром, так как основной
металл или не расплавился вовсе или же расплавился на
ничтожную глубиву. При передвижении электрода даль-
ше по длине шва вольтова дуга начинает действовать
на участки основного металла, подогретые при сварке
соседнего места; основной металл расплавляется в до-
статочной мере, и шов получается с хорошим проваром,
т. е. металл электрода перемешивается с расплавленным
основным металлом, и шов проникает вглубь сварива-
емого объекта на 2—Змм.

Вольтова дуга оказывает динамическое влияние на
расплавленный металл шва и как бы выдувает в жидком
металле углубление в виде ямки (кратер). При оконча-
нии сварки шва этот кратер остается и металл застывает
в таком виде.

Непровар в начале шва ухудшает качество шва, а
кратер в конце шва уменьшает рабочую площадь его,
почему из фактической длины шва (/) для получения
расчетной длины (/J приходится вычитать, согласно Т..У.
и Н., действующим в СССР, величину, равную 10 мм т. е.

1\ = I — 1 см

Лобовые швы при этом в состоянии допустить
следующую силу:

Р = 2/n2 Z2 тсв •

Вычитая эту силу Р из общей силы Р, действу"
ющей на соединение, мы получим оставшуюся
часть силы, которая и должна быть воспринята
фланговыми швами. .

Напряжение во фланговых швах при этом будет:

Р — Р’

а отсюда длина фланговых швов:

Z =р — р' - -Р—2«аА|тсв
1	4«1'ссв	4«1'св

Здесь в длины Zj и Z2 концевые кратеры не вхо-
дят (рис. 2d).

Если лобовые швы непосредственно соединены
с фланговыми и углы стержня заварены (рис. 2с),
то в этом случае вычеты концевых кратеров на
углах не производятся. 1

Практические примеры присоединения стержней
даются в гл. 2, ч. А, 1.

Р) Прорезные швы

На рис. 3 представлены прорезные швы (сварка
впрорезь). Прорезные швы применяются в тех
случаях, когда необходимо воспринять значитель-
ные’ по величине усилия при возможно наимень-
шей длине соединения.

- т . «-
СОВМЕЩЕНИЕ с плос
fiOCJbH) СОЕДИНЕНИЯ

Закругленные прорезные швы дают лучшее рас-
пределение напряжений, чем прорезные швы с углами.

При производстве шва в частях сооружений, не
подверженных влиянию непогоды, остающееся про-
странство прорези остается открытым.

В частях сооружений, подверженных влиянию
непогоды (например наружные подкрановые пути),
остающееся пространство прорези целесообразно
заполнять асфальтом или железной замазкой
(Eisenkitt). Заполнение остающегося простран-
ства сварочным металлом неэкономично, так как
оно в расчет не принимается. Практические чис-
ловые примеры даются во второй главе разд. А. 1

у) Стыковые швы

При стыковых швах (стыковая сварка) вводимая
в расчет толщина т равняется наименьшей тол-
щине соединяемых частей. Практические числовые
примеры приводятся во второй части.

с)	Расчет сварных швов на срез при одно-
временном действии момента (к п. 3)

В сварных соединениях, где кроме опорной
реакции А или поперечной силы Q действует так-
же и изгибающий момент М (рис. 4), сварные

Рис. 3. Прорезные швы.

а — продельное отверстие прорези с углами; b — про-
дольное отверстие прорези с закругленными концами;
с— круглое отверстие; d—совмещение с плоскостью-
соединения.

На рис. За показано продольное отверстие про-
рези с углами и на рис. Зс—круглое отверстие. При
расчете прорезных швов считают, что толщин^
сварных швов т совмещается с плоскостью соеди-
нения (рис. 3(Z); вставляемая в расчет длина I, а так-
же площадь сварки FCB получается следующим
образом.

Продольные прорези с углами (рис. За):

1 — 2 (c-\-d—2т);

F <& = nil = 2m (c-j-d— 2т).

Продольная прорезь с закругленными концами
(рис. ЗЬ):

l = 2c~l~(d — т) к;

FcB — ml = 2mc-\-(d — m)m те.

Круглое прорезное отверстие (рис. Зс):
l=(d — т) л;

Ftt = ml=(d — т) тъ.

Рис. 4. Расчетная схема сварного соединения на
опоре при наличии реакции опоры А и изгибаю-
щего момента М.

а —виц примыкания; Ь — совмещенные угловые швы.

1 Прим. ред. При вовлечении в работу одновремен-
но лобовых и фланговых швов приходится считаться
с разными напряженными состояниями отдельных швов:
лобовые швы работают на растяжение, при направлении
силы, показанной на рис. 2, а фланговые —на срез. До-
пускаемое напряжение при этом принимается на те и
другие швы одинаковое и равное наименьшему из до-
пускаемых, т. е. 720 кг/см*.

Изучение работы лобовых швов, произведенное за
последнее время, показало, что в швах, имеющих угол а
близкий к 30°, напряжения распределяются более рав-
номерно, чем при « = 45*. Угол а образуется пересече-
нием наклонной поверхности шва С направлением усилия.

швы получают вследствие действия изгибающего
момента горизонтально и вследствие действия по-

1 Прим. ред. Если обозначить толщину привари-
ваемого впрорезь элемента через 8, а ширину про-
рези— через d, то следует d приравнять 28, так как
ширина прорези, превышающая 28, дает большое
ослабление сечеция привариваемого элемента, чем по-
нижаются экономические выгоды применения сварки, и
в то же самое время не дает заметного увеличения
площади сечения шва впрорезь.
перечной силы — вертикально направленные нанря-
жения. Горизонтальные напряжения TtB увели-
чиваются с увеличением расстояния от нулевой
линии; при этом в одной половине соединения
возникают растягивающие, а с другой — сжимаю-
щие усилия (рис. 4а). Вертикальные напряжения
т2СВ распределены равномерно по сварному шву
и повсюду возбуждаются одинаковые сдвигающие
усилия х.

Для вычисления площади сварки FCB и момента
сопротивления й^св представим себе опять толщину
т всех сварных швов, совмещенной с плоскостью
соединения (рис. 4с и Ь). При несимметричной
площади соединения необходимо сначала найти по-
ложение нулевой линии, т.е. линии х — X, проходя-
щей через центр тяжести сечения, площадь сварки
Fea момент инерции Усв и, наконец, наименьший
момент сопротивления й^св = Лв: вшах. Максималь-
ное напряжение получится в той точке сварки,
которая наиболее удалена от нулевой линии X — х:

TtB=V тАв+Лсв

Удаленная на любое расстояние у от нулевой
линии X — X точка будет имеет напряжение:

^B-VVyca+тЛс.- V (£-.у)+Й)-

Практические числовые примеры приводятся во
всех главах.

d)	Учет ослабления сечения (к пп. 4 и 5)

Получающийся при правильной сварке провар
(рис. 2d), который прилегает к боковым сто-
ронам шва и имеет в зависимости от толщины шва
глубину от 1 до 3 мм, не рассматривается как ос-
лабление сечения.

Ослабление поперечного сечения только тогда
принимается во внимание, когда вследствие нали-
чия какого-либо отверстия для монтажного болта
или прорезного шва в ослабленном сечении возни-
кает действительное напряжение, превышающее до-
пускаемое. В большинстве случаев опасное сечение
а—а (рис. 5а) разгружается в достаточной мере
находящимися впереди прорези фланговыми швами
длиною /.

Если обозначить:

Р —усилие в стержне,

— усилие, приходящееся на сечение а — а,

Fa — площадь ослабленного поперечного сечения
в месте а — а,
d—ширину прорези,
8—толщину прорези,

1 Пр нм. ред. Это допущение (и следующее в этом
параграфе) сделаны для упрощения расчета и могут
быть приняты для практического применения.

У—длину фланговых швов, находящихся впе-
реди прорези,

т — толщину фланговых швов,

Rz — допускаемое напряжение на сталь (основ-
ной металл),

Тсв — действительное напряжение в сварном шве,
то напряжение в основном металле в
сеченин а — а будет:

Ра_Р-4т/тсв

F, — 2Ъ(Ь — d) 

Если ая получается больше, нежели допускаемое
напряжение на основной металл Rz , то необхо-

СЕЧЕЮЕ
(X -CZ

Рис. 5. Ослабление поперечного сечения прорез-
ными швами.

а — присоединение с помощью угловых и прорезных швов;
Ь—соединение проревиыми швами.

ди мо будет расположить прорезной шов дальше
от этого сечения или, что то же самое, увеличить рас-
стояние У согласно следующей формуле:

Р-21 (6 - d) Rz

Если расстояние f получается слишком большое,
то необходимо увеличить соответственно попереч-
ное сечение стержня.

Если выполняется лишь сварка прорезных швов
(рис. 5b), то в этом случае безусловно имеется
ослабление сечения, и Qp не должно быть больше Rt.

о __Р_____Р

₽~F₽ — 2S(i — 3d) ~
е)	Присоединение поясиых листов

(к пп. 6 и 7)

„Технические условия" говорят: „Поясные листы
должны рассматриваться работающими полностью
лишь в том месте, где их поперечное сечение пол-
ностью соединено сварными швами". Нужно ли
понимать это так, что каждый из поясных листов
должен быть настолько продолжен за точку теоре-
тической длины поясного листа (I на рис. 6),
чтобы он уже в теоретическом месте обрыва

Рис. 6. Присоединение поясных листов.

был полностью присоединен. Такое положение вещей
означало бы значительный шаг назад по сравнению
с заклепочными соединениями, т. е. полное попе-
речное сечение поясного листа еще далеко от тео-
ретической точки не используется полностью. Пол-
ное соединение поясного листа должно считаться
от начала теоретического места обрыва следующего
поясного листа. На рис. 6 придется считать, напри-
мер, 1-й поясной лист присоединенным полностью
не в точке I, а в точке II. Но так как даже в тех-
нических условиях сказано: „Присоединение должно
быть выполнено таким образом, чтобы расчетная-
длина этого соединения не была более 40 т“, то
их можно истолковать так, что полное присоеди-
нение поясного листа должно быть уже в том
месте, в котором лист хотя бы в незначительной
доле начинает воспринимать силы. Такое требова-
ние кажется преувеличенным и чрезвычайно неэко-
номичным.

f)	Ненадежные швы (к п. 8)

На рисунках 114 с? и 103 b представлены швы,
которые вследствие затрудненной доступности их
при выполнении не могут считаться надежными.
При наличии острых углов вольтова дуга часто
обрывается и вследствие этого не достигается
хороший провар шва. „Технические условия и нор-
мы" вполне правильно не принимают такие швы
во внимание при расчете.

4.	Допускаемые напряжения в свар-
ных швах (к § 5)

Допускаемые напряжения различных видов свар-
ных швов устанавливаются в зависимости от до-
пускаемого напряжения одоп на основной металл
части конструкций. Такой способ определения для
каждого рода напряжений внушает некоторые сом-
нения. Выбор чрезвычайно низких границ допу-
скаемых напряжений объясняется тем, что до сего
времени не выяснено распределение напряжения
в сварных соединениях: в простых самих по себе
формулах принято равномерное распределение на-
пряжения; между тем не подлежит никакому сом-
нению, что действительное распределение напря-
жений далеко неодинаково и вместо среднего
расчетного значения имеется в одних местах более
низкое, а в других — более высокое напряжение.
При соединении стержня фланговыми швами рас-
пределение скалывающих напряжений в сварных
швах зависит в значительной мере от формы и
связанной с нею деформацией косынки. Так, напри-
мер, при узкой форме косынки, изображенной
на рис. 7а, вследствие способности листа

Рис. 7. Неравномерное распределение [скалывающих на-
пряжений при соединении фланговыми швамн.

значительному растяжению, распределение скалываю-
щих напряжений будет близкое к равномерному.

При широкой косынке, как это изображено
на рис. 7Ь, наоборот вследствие малой деформа-
ции косынки распределение скалывающих напря-
жений будет очень неравномерным: очень большим
у края косынки и очень низким у конца стержня.

При одновременном применении фланговых и
лобовых швов (рис. 2с) при наличии статической
неопределимости неравномерность распределения
усилия принимает еще более резкий характер. Сред-
нее напряжение фланговых швов при этом будет
равно приблизительно половине напряжения лобо-
вых швов. На этом основании при испытании образ-
цов на разрыв разрушение наступает всегда в ло-
бовом шве.

Кроме неравномерного распределения силы в свар-
ных швах необходимо принимать во внимание
невыгодно действующие тепловые и усадочные на-
пряжения (ср. часть бе).
На основании этого можно заключить, что про-
стые расчетные формулы „Технических условий"
дают лишь приблизительно среднее значение имею-
щихся в действительности напряжений и что
большой запас прочности при выборе допускаемых
напряжений вполне правилен.

5.	Конструирование элементов соору-
жения (к § б)

а) Поперечные сечения стержней и способы
соединения стержней (к п. 1)

а)	Поперечные сечения стержней

Уже при производстве статического расчета необ-
ходимо обращать внимание на то, чтобы поперечные
сечения стержней соответствовали особенностям
техники сварки. В решетчатых системах при сварке
как правило необходимо избегать устройства особых
косынок, которые безусловно необходимы в кле-
паных конструкциях. На этом основании поперечное
сечение для поясов следует выбирать Т- образные,
к стенке которого и присоединять затем непо-
средственно второстепенные стержни. Тавры с вы-
сокими стенками, данные в DI№ в большинстве

случаев не могут применяться при сварке, так как
каждая сторона стенки имеет уклон около 2% н

Рис. 8. Формы поперечных сечений поясов для решетчатых систем без
применения косынок.

вледствие этого присоединяемые стержни не могут
плотно прилегать к ним (рис. 8а). Чтобы избежать
этого недостатка, можно разрезать как обыкновен-
ные, так и широкополочные двутавровые балки
пополам (рис. 8 b и с). Такие половинки двутавра
могут быть изготовлены также прокаткой на заводе;
однако в большинстве случаев такие половинки
двутавров не могут быть использованы.

1	Прим. ред. Германские инженерные нормы.

В ближайшее время должен быть введен ряд.
прокатных тавровых балок, у которых отношение-
высоты стенок и ширины полок наилучшим образом*
соответствуют сжатым (рис. 8d) и растянутым*

Рис. 9. Поперечное сечение сжатых поясов и стержней*
решетчатых систем с применением косынок.

(рис. 8е) поясам. Тавровые сечения могут быть,
сварены из двух полос железа, как это показано^
на рис. 8 f и g.

Однако выбор таких профилей должен иметь.

место только тогда, когда ни по конструктивным,
ни по экономическим соображениям нельзя применить ,
прокатные тавры или же половинки
двутавров. На рис. 8Л показано по-
перечное сечение сжатого стержня,
составленного из полосового или
листового железа и швеллера и на*
рис. 81 и k — составные стержни с
двойным стенками для решетчатых,
систем.

Трубчатые поперечные сечения,,
которые очень хорошо работают на.
сжатие, вследствие вцсокой стоимо-
сти их, должны применяться лишь-
в тех случаях, когда уменьшение:
собственного веса имеет исключитель-
ное значение. На рис. Qb и g дает-
ся сравнение различных поперечных,
сечений, которые очень близко под-
ходят к трубчатому сечению (рис. 9а);;
на рис. — поперечное сечение со-
ставлено из 4 квадрантов, на рис. с

nd — из двух Зоре и Вотеренов;:
на рис. е — из 2Z, на рис./—из двух швелле-
ров и на рис. g—из двух уголков. Во всех этих
поперечных сечениях, преследующих в отдельных
случаях специальные цели их работы, соответ-
ственным образом располагаются косынки (см.
образование узла на рис. 28). Вполне целесооб-
разно также можно образовать поперечное се-
чение балки из двух половинок двутавра и сва-

ренного с ними листового железа, как это показано
на рис. 10а и из полосового и листового железа
как это показано на рис. 10&. При этом однако
.надо стремиться сварным балкам придать хорошую
жесткость.

ГИСТ МОЕ ЖЕЛЕЗО

ГИСТОВ Of i
/НЕЛЕ 30

ЛИСТОВОЕ '
железо .

Г—

Рис. 10.’Поперечное сечение свар-
ной балкя.

Наконец, на рис. 11 представлены различные по-
перечные сечения стоек.

при клепке, при сварке выпадают совершенно или
заменяются полосовым или листовым железом.
На рис. 12 например представлен способ соеди-
нения консоли в первом случае с помощью клепки
и во втором — с помощью сварки. При производстве
работ с помощью клепки требуется 4 уголка и 2 листа
железа,в то время как при сварке — всего лишь 2
листа железа. В последующих главах мы найдем
немало практических примеров, где чрезвычайно
удачно применен способ сварки.

Ь)	Присоединение балок при сварке (к п. 2)

Предписание, в котором требуется присоединение
балок при способе сварки производить с помощью
сварных швов, наложенных как вдоль стенки, так
и вдоль поясов, относится лишь к тем случаям
присоединения балок, когда кроме действия опорной
реакции А должно быть воспринято также и дей-

Рис. 11. Поперечное сечение стоек.

Р) Соединение стержней

Не только образование поперечных сечений
стержней, но также и соединение стержней при

Рнс. 12. Сопоставление соединений по способу
сварки и по способу клепки.

сварке производится с меньшей затратой материала
м гораздо удобнее чем при клепке. Соединительные
уголки, которые играют чрезвычайно важную роль

ствие изгибающего момента М. Но сварные швы
на стенке могут отсутствовать тогда, когда для
воспринятия реакции опоры предусмотрена спе-
циальная опорная планка (рис. 110с относящимся
к нему числовым примером).

с)	Совпадение линии центров тяжести
стержня и сварного соединения с геоме-
трическими осями (к пп. 3 и 4)

Линии центров тяжести стержня и площади
сварки должны по возможности совпадать с гео-
метрическими осями решетчатой системы. Это тре-
бование прежде всего должно быть отнесено
к соединению стержня из уголков. В части А I,
второй главы для такого случая даются расчетные
формулы, а в табл. 2 приводятся расчетные свар-
ные соединения, удовлетворяющие этому тре-
бованию при стержнях из неравнобоких уголков.

d)	Допускаемая длина угловых швов

(к п. 5)

Предписанная для фланговых швов наименьшая
длина в 40 мм (без концевых кратеров) 1 обус-
---------- !

1 Прим. ред. Точнее: без начального участка
непровар н конечного на кратер.
ловлена ненадежностью принимаемых длин конце-
вых кратеров. При наложении прихваточных швов,
которые не несут никакую или же чрезвычайно
незначительную нагрузку, наименьшая длина, смот-
ря по обстоятельствам, может быть несколько
уменьшена.

Длина фланговых швов не должна быть больше
40 т (без концевых кратеров),1 так как при
большей длине, так же как и при длинных клепа-
ных соединениях, получается слишком неравномер-
ное распределение скалывающих напряжений. Если
длина фланговых швов по расчету получается боль-
ше 40 т), то для уменьшения длины соединения
кроме фланговых швов необходимо будет наложить
лобовые или прорезные швы или те и другие
вместе. Если эти меры недостаточны или невоз-
можны, то необходимо изменить толщину попе-
речного сечения и соответственно толщину швов.

е)	Скопление сварных швов в одном
месте (к п. 6)

Предписание о том, чтобы сварные швы не бы-
ли особенно скучены в отдельных местах, должно
особенно строго выполняться при наличии неболь-
шой толщины стальных частей. Если согласно
„Техническим условиям" (§ 4, п. 4) провар не рас-
сматривается как ослабление соединения, то при
малой толщине стальных частей скученность про-
вара представляет определенную опасность.

При устройстве ребер жесткости в сварных
балках, как это показано на рис. 13 а, при нали-
чии толстых стенок действительно отсутствует
сколько-нибудь заметное ослабление соединения,
несмотря на наличие 4 угловых швов.

Рис. 13. Скопление сварных швов.
а — неопасно; b — опасно; с—-лучше чем

Совсем иное положение получается при отно-
сительно тонких стенках балки, как это указано
иа рис. 13&; здесь провар является уже безусловно
опасным, в этом случае рекомендуется сварные швы
или ребра жесткости располагать как показано
на рис. 13с.

f)	Обработка и применение V и X швов
(к п. 7)

При Л"-образных и V-образных швах угол скоса
промежутка содержит от 60° до 90°, в среднем 75°.

1 Прям. ред. По Т. У. н Недействующим в СССР,
длина фланговых швов должна быть не болеее 25 8,
где 8 — толщива привариваемого элемента.

Простые и двойные стыковые швы не даются
в таблицах условных обозначений, а потому в дан-
ном случае соответственно американским условиям
можно принять угол скоса от 45 до 60°.

Между краями соединяемых частей остается про-
межуток до 3 мм, чтобы можно было лучше ра-
ботать между соединяемыми частями сварной прово-
локой.

Обделка краев соединяемых частей в элементах
строительных конструкций производится в боль-
шинстве случаев посредством режущей горелки и
реже — посредством снимания стружки инструмен-
том. Перед тем как приступить к сварке, необхо-
димо тщательно удалить весь нагар и другие за-
грязнения шва, как то: шлак, ржавчину, окалину
и т. д.

Рис. 14. Стыковые швы.

а — У-шов, Ъ — Х'шов; с—простой стыковой
шов; d — двойной стыковой шов.

При листах средней толщины (до 15 мм) при-
меняется обычно V — шов, а при более толстых
листах — X—шов;	X ~ шов делается) только

тогда, когда сварку элементов мож-
но производить с обеих сторон.
V — шов может быть применен так-
же и при толщине, большей чем
15 мм, однако расход сварочного
материала при этом будет в два
раза больше, нежели при одинако-
вом по мощности X — шве, обра-
ботка же его против X—шва^будет
немного дешевле.

g)	Допускаемая толщина сварных швов (к п. 8)

Допускаемая толщина сварных швов зависит от
толщины свариваемых частей. Технические условия

Рнс. 15. Нормальный и усиленный угловые швы в сече-
ниях с закругленными углами.

л—шов без усиления, Ь—шов с усилением,
и нормы укавывают, что ширина сварных швов
Ь (длина боковых сторон углового шва) не дол.
экна быть больше, нежели наименьшая толщина со-
единяемых частей. В расчетах, приводимых в книге,
ради простоты берется не боковая сторона шва Ь,
41 расчетная толщина его т, которая определяется:

b = mV 2-, mV 2 о; /и

0,707 о.

Прокатные профили с закругленными углами, при
«использовании полной толщины их, требуют уси-
ления шва, как это указано на рис. 15 Ь. Однако
такое усиление требует значительного добавления
•сварочного материала и большего времени для
сварки, поэтому там, где представляется возмож-
ным, необходимо применять толщину шва т в со-
ответствии с рис. 15 а. При соединении уголков
выбор неусиленного шва сам по себе правилен,

Рнс. 16. Расход сварочного мате-
риала н прочность при различных
толщинах швов.

так как для соединяемой стороны с закруглением,
как наиболее отдаленной от линии центров тяже-
сти, достаточен более короткий или соответственно
более'тонкий сварной шов.

В соответствии с рис. 15 для неравнобоких угол-
ков в табл. 2 даны вычисленные толщины ослаб-
ленных швов; для двутаврового и швеллерного
сечения — ослабленные сечения в мм приводятся
«иже:

1) Д в у та в р о в о е сечение

ДЛ Я £ . .	14	16	18	20	22	24	26	28	30	32
т= . .	3,4	3,6	4,0	4,4	4,7	5,0	5,4	5,8	6,3	6,7
Для Т  •	34	36	38	40	42 И	45	47 И	50	55	60
	7,2	7,7	8,1	8,6	9,2	9,8	10,4	11,2	12,4	13,4

2) Швеллерное сечение

Для £ . .	6Й	8	10	12	14	16	18	20	22
т = . .	2,7	3,0	3,0	3,2	3,7	3,7	3,9	3,9	4,2
Для J . .	24	26	28	30	32	35	38	40	
	4,5	4,6	5,3	5,7	7,5	6,8	6,2	7,6	

Необходимо отметить, что угловые швы с малой
толщиною т требуют меньше сварочного матери-

ала, чем толстые при одной м той же прочности:
объем шва на единицу длины возрастает с квад-
ратом толщины шва, в то время как прочность —
лишь пропорционально толщине шва. Так, напри-
мер, угловой шов, указанный на рис. 16&, тре-
бует против шва, указанного на рис. 16 а, четырех-
кратного расхода сварочного материала, в то
время как мощность его возрастает лишь в два
раза.

h)	Соединение широких поясных листов
с помощью угловых и прорезных швов

Для листов сжатого пояса при определении не-
обходимых прорезных швов принимается во вни-

Рис. 17. Отношение
в§ сжатых горизонталь-
ных листах.

мание не вся ширина Ь,
а лишь расстояние меж-
ду угловыми швами Ь'
Другими словами: рас-
стояние Ь' соответству-
ет ширине листа между
швами и не должно
превышать 30-кратной
толщины листай. 1

6.	Производство дуговой сварки
(К §1 9)

а)	Процесс плавления

Как уже было сказано во второй части, наиболь-
шее применение нашел способ дуговой сварки.
Соединяемые части доводятся посредством нагре-
вания до состояния плавления и образуют вместе

Рис. 18. Процесс плавления.

а — изделие; — проводник; с—зажим; d — элежтрододержатель;
е—электрод; /—вольтова дуга.

с добавляемым по возможности одинаковым по
химическому составу материалом одно прочное
целое (рис. 18).

1 Прим. ред. По Т. У. и Н., действующим в СССР
это расстояние принимается равным 30 8, где 8—толщина
листа и не должно превышать 350 мм.
b)	Подготовка к сварке и сборка

Прежде чем приступить к сварке, необходимо
тщательно очистить места сварки стальной щеткой.
Хорошую сварку нельзя получить с металлом, по-
крытым грязью, ржавчиной или жиром и краской.

Далее большое значение имеет как правка и
точная обрезка концов стержней, так и тщатель-
ная подготовка отдельных частей. Имеется несколько
способов сварки свариваемых конструкций.

Для сборки сплошных сечений применяются
зажимные хомуты. Эти хомуты дают возможность
держать соединяемые с помощью сварки попереч-
ные сечения на правильных расстояниях и в не-
напряженном состоянии. Расстояние между хому-
тами колеблется в зависимости от величины сое-
диняемых частей от 1 до 2 м. Сборка посредством
сболченных уголков, которые убираются затем
после производства сварки, не рекомендуется, так
как отверстия, получающиеся при этом, ослабляют
сечение.

Для сборки ферм служит упомянутый выше
способ зажимов: отдельные части при этом раз-
мещают согласно рабочим чертежам на козлах,
а затем удерживают посредством специальных за-
жимов или струбцинок и одновременно сваривают
в намеченных местах прихватками. Однако такая
сборка экономична лишь тогда, когда изготовляется
небольшое число одинаковых ферм.

При изготовлении большого числа одинаковых
ферм сборку целесообразнее производить с по-
мощью шаблонов, которые изготовляются из лег-
ких сварных металлических конструкций. Шаблоны
создают для стержней упоры, причем отдельные
стержни всегда укладываются в заранее отведен-
ные для них места. Прижимание частей одной
к другой достигается сболчиванием или, что еще
лучше, с помощью заклинивания. К сожалению,
при этом способе сборки, шаблоны после их упо-
требления становятся непригодными для' дальней-
шего применения.

Применяются и другие приспособления для сборки
ферм, как например указанные в таблице по сварке
„Fritix" (см. „Die Elektroschweissung", 1930,
тетр. 12).

с)	Процесс сварки

После правильной укладки свариваемых вместе
частей положительный полюс присоединяется с по-
мощью зажима к изделию. Электрод зажимается
в держателе и присоединяется к отрицательному
полюсу. Легким касанием электрода с изделием и
последующим поднятием его между изделием и
концом электрода зажигается вольтова дуга. Теп-
лота вольтовой дуги приводит в состояние плав-
ления конец электрода и лежащее против него место
изделия; расплавленный металл электрода перехо-
дит в виде капель на изделие (около 100 капель
в минуту). Переходящая капля создает короткое
замыкание, дуга гасится, защитное же пламя продол-

жает существовать. С переходом капли прекра-
щается короткое замыкание, и дуга загорается вновь.

Правильная длина вольтовой дуги должна рав-
няться диаметру электрода, т. е. от 3 до 5 мм-,
при сохранении такой длины сварочный материал
спокойным потоком переходит на изделие, не об-
разуя больших капель.

d Способ наложения угловых и стыковых
швов

Как видно из 3-й части, различают угловые,
стыковые и прорезные швы: последние являются
видоизменением угловых швов. При стыковых швах
преобладают V и X—швы.

Качество сварного шва при всех сварках зави-
сит от того, насколько хорошо сварочный мате-
риал связывается с изделием в вершине угла и
насколько хорош провар по краям шва. При этом
необходимо применять правильную силу тока при
голых электродах диаметром в 3 мм около 130 А
при 4 мм (около 180 А и при 5 мм
около 230А. Однако оптимум столь слабо за-
метен, что и большие отклонения от заданных
выгодных значений влияют лишь незначительно
на результаты.

При толщине швов до 8 мм накладывают лишь
один слой сварки; при большей же толщине дол-
жно быть наложено большее количество слоев
один на другой. Обычно принимают во втором
слое два, в третьем—три валика, один возле другого

Рнс. 19. Слои сварки для шва
толщиною 16 мм.

а — У-шов; Ъ—Х-шов; с—угловой шов.

и т. д. Чтобы свар-
ка хорошо проникла
до основания шва,
для нижнего валика
применяется более
тонкий электрод,чем
для верхнего; в вер-
шине угла применя-
ют электрод диамет-
ром в 3 мм, во 2-м
и 3-м слоях около
4 мм и в дальней-
ших слоях — около
5 мм.

При производстве большого числа слоев необхо-

димо заботиться о том, чтобы начинать слой от
края шва. На рис. 19 представлены слои сварки
для шва толщиною в 16 мм. При многослойной
сварке, перед тем как наложить новый слой, необ-
ходимо предыдущий слой очистить от грязи и осо-
бенно от шлака.

е) Дополнительные напряжения, появляю-
щиеся во время и после сварки

Технические условия и нормы указывают на
необходимость производства сварки таким образом,
чтобы после окончания сварки оставалось лишь

Рис. 20. Действие усадочных напряжений.

незначительное влияние дополнительных напряже-
ний. Дополнительные напряжения суть напряжения
расширения и усадки, вызванные местным нагре-

' г j •

ЩСЛЕДЦВАГЕЛЬН. СВАРИЛ с изменяющимся главы, направлением

СВАРКА Н ВИЛКИ

Рис. 2t. Сварка короткими }частками, преследующая
выравнивание напряжения; числа означают последова-
тельность, а стрелки — направление сварки,
о—сварка^один слой;х£—сварка многослойная.

ванием и охлаждением изделия в месте сварки. По
этому вопросу имеется подробная и убедительная
статья Лоттмана в журн. „Die Elektroschweis-
sung“, 1930, тетр. 11. Для уменьшения усадоч-

ных напряжений, действие которых уясняется из
рис. 20, автор статьи рекомендует длинные швы
разбить на отдельные короткие участки и напра-
вление сварки выбрать таким образом, чтобы
по возможности выровнять различные влияния уса-
дочных напряжений (рис. 21). Толщина узла и ве-
личина шва должны быть выбраны наиболее лег-
кими, как то допускает расчет. Необходимо по воз-
можности избегать перекрещивания связывающих
валиков. Во всяком случае конструктор должен
быть знаком с напряжениями от усадки, их при-
чинами и мерами борьбы с ними.

7.	Испытание сварных соединений

Согласно техническим условиям и нормам, род
испытания сварных соединений представляется на
усмотрение контролирующих органов.

Для испытания сварных швов готовых изделий
применяются следующие способы:

а) способ Рентгена, Ь) электромагнитные испы-
тания, с) способ простукивания и прослушивания
с помощью стетоскопа, d) испытание на выдержку
с помощью долота, е) испытательным прибором
Шмуклера, высверливающим сварные швы до осно-
вного металла.

Приведенные способы не могут быть изложены
в настоящей книге более подробно, а потому
необходимо указать на следующие статьи:

„Z. V. D. J.“, 1930, № 32. — Исследовательские
работы в области сварки и резки; Deutscher
Azetylenverein, 1930, 5-я серия.—Zwangslose
Mitteilungen des Fachausschusses fiir Schweiss-
technik, № 17. — ,,DieElektroschweissung“ ,1930
тетр. 12. — „Der Stahlbau" 1932, тетр. 2. — „Der
Bauingenieur",. 1932, тетр. 5/6.

Кроме того необходимо отметить, что город
Берлин объявил платный конкурс на прибор для
производства испытания сварки без разрушения
шва.
ГЛАВА ВТОРАЯ

ФЕРМЫ И РАМЫ

А. ФЕРМЫ

1. Расчет и конструкция соединения
стержней

а)	Общие сведения

Согласно Т. У. и Н. в разделе „Сооружения*
действующая на стержень продольная, поперечная
сила или момент при определении сварочного соеди-
нения берется без всякого увеличения; однако в раз-
деле „Мосты" наоборот — значение статических
нагрузок умножается на коэфициент динамичности
? и кроме того к этому присоединяется еще не-
которое увеличение поперечного сечения.

В сооружениях:

max*S	. ry max<S

Тсв — -р—, откуда; Лев = ——.
гсв	Тсв

Если сварное соединение должно обладать тою
же прочностью как и соединяемый стержень, то
площадь сварки растянутого стержня как
при угловых швах, так при одновременном приме-
нении угловых и стыковых швов для любого вида
напряжений может быть определена по формуле:

F ___FcT.i

Гсв“0,5’

при стыковых швах в растянутой зоне:

Гсв — ив сжатой зоне:

Для сжатых стержней вместо значения /^т вста-
вляется значение где К» означает коэфициент
Аз

гибкости1 2 3 при продольном изгибе рассматриваемого
стержня.

Во всех соединяемых стержнях кроме нормаль-
ной силы действует также и изгибающий момент;
однако дополнительные напряжения в сварных
швах сооружений, вызываемые этими моментами,
настолько незначительны, что ими можно прене-

1 П р и м. р е д. 0,5 взято потому, что по германским

вормам напряжение на срез шва принимается равным
0,5/? для основного металла; на растяжение =0,6/? и
на сжатие = 0,75/?.

3 Прим. ред. Коэфициент гибкости ЛГ2 = —где<р_
коэфициент уменьшения основного напряжения при
продольном изгибе.

бречь. В части I, с, р приведены примеры расчета
соединения стержня с учетом действия изгибающего
момента; как видно, для этого примера повышение
напряжений при этом получилось незначительное.

Однако в мостостроении дополнительные напря-
жения, возникающие во фланговых и лобовых швах
от изгибающего момента (Л4 = у Sey> рис. 23)
должны быть определены расчетом.

Ь)	Соединение полосового железа
фланговыми швами

а) Общие сведения

На рис. 22 представлено соединение двух полое
стали с косынкой четырьмя фланговыми швами.

Из расчетной формулы:

_ S _ S _ S
'Ссв S (ml) т SI т-М

(/Идоп== 0,707 8min)

получаем длину шва

4m тсв

(/доп 40zn).

Действительная длина соединения при учете кон-
цевых кратеров будет

/дст = 1-\-2т.

Наименьшая длина соединения полу-
чится тогда, когда в формулу будет подставлена
наибольшая допускаемая толщина т.

Наименьшая толщина сварного шва
т, при которой, как это выяснилось в части 5,g
1-й главы, достигается наименьший расход сварного
металла, получается, если принять крайний предел
длины соединения, допускаемый Т. У. и Н. (/^40/п).

Подставляя в формулу вместо I значение 40 т,
получим:

S	S	S

40/п = ------; откуда: т =	—

4m т J	40.4m т 166m тгв

LU	VD

s	/ s“

m2— ™— И наконец: m — 1/	.

160 тев	у 160 тсв;

A. Грегор.

2
IS

P) Числовой пример

Для данного на рис. 22 соединения стержня из
двух полос 80-12 с косынкой толщиною в 16 мм
произвести расчет прочности. Усилие в стержне

S ==	26m; Rz — 14 ГП/см2.

Рис. 22. Присоединение полосового железа фланговыми,
швами.

а—боковой’вид>осдинения; b—поперечное сечение; с—угловые швы.

Имеем: 4 фланговых шва; наименьшую толщину
листа —

3min = 12.W.W;

допускаемую толщину шва:

gmaon = 0,707 8min = 0,707 • 12 = 8,5мм;

действительная толщина

тл — 8,5мм;

допускаемое напряжение на швы:

RScB = 0,5 Rz = 0,5 • 1,4 = 0,7т/см*.

Требуемая длина шва:

> S 26,0	_______т________10 9 см

1 4ттсв 4.0,85'0,7 отв.ч-сл.т/сл2 ’’

3 /доп = 40m = 40.0,85 = 34 см.

^Действительная длина соединения вместе с кон-
цевыми кратерами:

/дет = /-j-2m= 10,9-|-2-0,85 = Г2,6 см.

Разбор числового примера

Произведенный расчет при наличии одних лишь
фланговых швов дает наиболее короткое соедине-
ние. Если же необходимо сберечь сварочный ма-
териал (часть 5, d, гл. I), то толщина швов
должна быть наименьшей; по формуле получим:



Толщины швов округляются обычно на полмил-
лиметра:

^доп :== 0,5 СМ.

4-0,5'0,7== 18,6 см, /доп 40'0,5 = 20,0 см.

с) Присоединение углового железа
фланговыми швами

а) Общие сведения

На рис. 23 показано соединение стержня из
двух уголков с помощью 4 фланговых швов. Т. У,
и Н. требуют, чтобы линии центров тяжести пло-
щади сварки по возможности совпадали с линией
центров тяжести соединяемого стержня и с гео-
метрическими осями системы.

По формуле:

т -- S	5

2 (ml)	2(mlll-[-m2!i)

Рнс. 23. Соединение стержня из уготков фланговыми
швами.

«—боковой вид соединения*, Ъ— поперечное сечение; с— вц сверху.

Для совпадения центров тяжести сварки с цент-
ром тяжести соединяемого стер кня необходимо
существование отношения:

— m2l2: откуда: m2l2—и

4 = ^4.

2 е2т2

Подставляя в формуле найденное для т212 зна-
чение, получим:

S

Л/ г । Л	Л/ 1 । ei пи , \

21	-f-лг2 —- — It]

\	/	\	"2 т2 /

откуда и получаются требуемые длины швов:
Р) Числовой пример

Ниже приводится расчет представленного на
рис. 23 соединения стержня из 2 [_ 130-65-10
с косынкой толщиною 10 мм. Усилие в стержне
S = 39,0m; Rz — 1,4т! см2.

Фланговых швов наложено 4.

8т = 10 мм‘, /Пдоп = 0,707 -10 = 7 мм.

Принимаем:	— 7 мм, т2 = 5 мм.

Толщина шва тг, вследствие закругления края
полки, выбрана меньше, так как особого усиления
сварного шва не требуется (рис. 15).

По формулам определяются длины сварных
швов:

4оп =	= 40 • 0,7 — 28,0 см.

Общее напряжение будет:

Тсв = *j/Tj2CB -j- Т2“св =

= У0,2762+0,72=0,752 т\см\

Как видно, учет внецентренного соединения стер-
жня дает лишь незначительное увеличение напря-
жения, а цотому в „сооружениях" проверка увели-
чения напряжения не требуется.

Стержень из 2-х [__ 130-65-10 с F=2-18,6 =
= 37,2см? при полном использовании поперечного
сечения (например в растянутых Стержнях) вы-
держивает силу +доп = 37,2-1,4 = 52m. Уже при
усилии S = 39 т в разобранном примере были
достигнуты пределы фланговых швов, так что при
полном соединении силой S = 52m кроме фланговых
швов необходимо наложить также и лобовые швы;
объяснение этого случая дает следующая часть
примера.

1доп — 40т2 = 40 • 0,5 = 20 см.

d) Присоединение стержня из уголков флан-
говыми и лобовыми швами

а) Общие сведения

Длина шва /доп могла быть получена непосред-
ственно по формуле:

S-2«iZitcb _ 39,0-2 • 0,7 • 25,6 -0,7

12 ~ '2т^св	2-0,5-0,7	— ZU)U СМ'

Разбор числового примера

При учете внецентренного соединения уголка
согласно рис. 23с воспринимаемый сварным со-
единением изгибающий момент —

Л1 = 2|еу= 2^1,45 = 56,6 т-см.

Представим себе, в соответствии с изложенным
в части 3 первой главы, рис. 4, сварные швы со-
вмещенными с плоскостью соединения и опреде-
лим действительный момент инерции четырех
угловых швов:

Лв — у?;	=

= (о,7 • 25,63 + 0,5 • 20,03 ) = 2624 см^,

луг ___ ^св  2624

205 см?.

Напряжение от момента М будет:

% = = °-276

Напряжение от силы S:

S	39,0	— п 7

T2cb_“F^’— 2(0,7-25,6 +0,5-20,0) ~ U’ П

При полном использовании поперечного сечения
стержня, когда вследствие ограниченной толщины
и длины шва применение одних лишь фланговых

Рис. 24. Соедниеиие стержня из уголков фланговыми
н лобовыми швами.

а—боковой вид соединения; Ь—поперечное сечение.

швов становится недостаточным, требуется напла-
влять еще и лобовые швы, как это показано на
рис. 24.

Длина лобового шва I обусловливается шириною
полки Ь. Сначала необходимо принять, что лобо-
вой шов не связан с фланговыми швами и его
длина определяется с учетом конечных кратеров:

13 — Ь — 2т3.

Кроме длины швов Ь3 известны как толщины
швов, так и расстояния elt е2 и е3, длины же флан-
говых швов наоборот неизвестны.

По формуле: тсв =

С

И ml = 2 (myA —тЛ3 “I- ^3/3)=== —

тсв
Центр тяжести всех фланговых и лобовых швов
должен совпадать с линией центров тяжести
уголка:

2 (m^ei — т212е2 — т313е3) — о.

Итак имеем два уравнения для определения
обоих неизвестных 1г и Z2. Деля оба уравнения
на 2 и умножая первое уравнение на е2, получим
следующие два уравнения:

ttiil\e2-\-ni2l2e2 ^-tn3l3es— =-— е2;

^ТСВ

— /n2Z2ea — т313е3 — о.

Складывая оба уравнения, получим:

«1/^2 -|-	+ т313е2 — т313е3 — ~ е2,

‘‘"св
откуда

/WjZi (е2 -J-	4~ т313 (е2 — е3) = — е2,

ZTCB

и, наконец, определим длины фланговых швов:

—т313(е2 — е3)

1 ___ хтсв________________в

1 —	«1 («1 + «а)	*

2^ —m8z3 (ei + e»)

1	ztcb_________________,

2	т2 (ei +	’

или же непосредственно:

„ 5 — 2	+ т313) тсв

Йтатсж

Если лобовые швы представляют непосредствен-
ное продолжение фланговых, то концевые кратеры
на конце стержня выпадают (рис. 24), и тогда
будет иметь место равенство:

Ь.
е2 -- е3 - ~2>

I	Ь

^1 + ^3 = 2'

Подставляя далее 2 тсв = Rz, получим следующие
упрощенные формулы для определения длин свар-
ных швов:

Se2 т3Ь\

I	Г

11 т.Ь

Se2 Ь».

} __:*гт>т

1 “ т2Ь

Числовой пример

Нижеследующий числовой пример исходит
из того, что поперечное сечение стержня из
I- 130-65-10 использовано полностью.

Fcz =; 37,2 см2; max S= FCT Rz = 37,2 -1,4 =
= 52,0 m.

Требуютсй наложить 4 фланговых и 2 лобовых
шва; швы наложены вокруг всего конца стержня,
а потому вычитание концевых кратеров не произ-
водится.

8min = Ю мм; /Пдоп = 0,707 -10 = 7 мм;
выбираем тг = пг3 = 7 мм; т2 — 5 мм.

Необходимые длины сварных швов получим по
формулам:

Se, 6’	52,0-8,35 п -13,0*

—Ta-------°>7^“

Z1j(on = 40 тг = 40 • 0,7 == 28,0 см.

Se, &3	52,0-4,65 n - 13,0s

-----0,7-^-

=	=	0,5-13	=17,5 см

12 =40 /па = 40-0,5 = 20,0 СМ
до Z» = Ь= 13,0 см.

Поверка:

Гсв = 2 (0,7• 27,6-}-0,5• 17,5-|-0,7-13,0) = 74,3 СМг

52,0__Л7

св~ Лв ~7^3~0,7	1 11	'

Толщина швов и длина их может быть также
получена без расчета непосредственно из табл. 2.

е) Соединение стержня фланговыми и про-
резными швами

а) Общие сведения

Если для соответствующего соединения стержня
одних лишь фланговых и лобовых швов недоста-
точно или если длина соединения должна быть по
возможности короткой, то кроме угловых швов
применяются также прорезные швы. Для правиль-
ного расположения и расчета прорезных швов
необходимо еще раз ознакомиться с частью 3, Ь,
J и с частью 3, d первой главы.

Р) Числовой пример

Ниже приводится расчет соединения стержня
из 2 □ 22, как это показано на рис. 25.

Рис. 25. Соединение стержня фланговыми и прорезными
швами.

а—боковой вид соединения; b—поперечное сечение.
Сварные швы накладываются по всему периметру
касания стержня.

maS = F„-Rz = 74,8-1,4 = 105,0 т.

1)	Поверка сварного соединения

8rain = 9 мм; тлоп = 0,707-9 =
= 6,4 мм; тЛСт~в мм.

Имеются 4 фланговых шва длиною 22,0 см,
6 лобовых швов и 4 прорезных продольных отвер-
стия с закругленными концами.

Действительная площадь составится из:

4 фланговых швов: 4-0,6-22,0 = 52,8 см2

6 лобовых швов:	2-0,6-18,0 = 21,6 см2

4 прорезей:

4 [2• 0,6-15,04-(2,0—0,6) 0,6 ку| = 77,3 см2

151,7 см2.

Действительное напряжение:
3	105,0	,

'св = рг- = jgj-y = ~ 0,7 ткм2.

2)	Поверка сечения, ослабленного
прорезью

Ослабленное прорезью поперечное сечение стерж-
ня проверяется в сечении а — а (рис. 25). Со-
гласно изложенному в 1-й главе, часть 3d, полу-
чим:

Sa ___maxS — itnf тсв____

$асв р /’’ст — 45 d

105,0—4-0,6-7,0-0,7	, оо

74,8 — 4-0,9-2,0	— 1,38 т1СМ '

Сила, которую может выдержать соединение,
будет: S = /7cb-7?cb=1,0-18,0-1,05 = 18,9 т.

Разбор числового примера

Если длины стыкового шва для соединения стержня
почему-либо недостаточны, то присоединением ли-
стов треугольной формы можно уширить конец
стержня (рис. 29). Далее, кроме стыкового шва,
можно сделать накладку — подобно тому, как это
показано на рис. 96; однако при этом необходимо
иметь в виду, что для такого соединения допус-
каемое напряжение на стыковой шов такое же, как
и на угловой.

g) Соединение стержня косыми швами

а) Общие сведения

В соединении стержней с косо направленными
швами (рис. 26а) возникающее в шве напряжение

f) Соединение стержня стыковыми швами

а) Общие сведения

На рис. 26а представлено соединение с помощью
одних лишь стыковых швов сжатого стержня, со-
стоящего из двух соединенных между собою с по-
мощью сварки уголков. Согласно Т. У. и Н. до пускаемое
напряжение на стыковой шов при сжатии = 0,75 А?г,
при действии растягивающей силы /?св = 0,6 Rz.

Р) Числовой пример

Ниже приводится вычисление силы, которую мо-
жет выдержать сварное соединение, представленное
на рис. 26.

Rl= 1,4 т/см2;

^ = 0,75 /?г = 0,75-1,4 = 1,05 т/см2;

Smin == Ю мм; т = 8= 10 мм.

С учетом концевых кратеров получим длину сты-
кового шва Ь — 28=20,0 — 2-1,0=18,0 см.

Рис. 26а. Соединение стержня стыковым швом.

а—боковой вид соединения; Ь— сечение а—Ь; с—сечение с—4*
d -стыковой шов.

Рис. 26b. Соединение стержня косыми швами.

путем разложения его вдоль шва и нормально ко шву
может быть приведено к уже разобранным ранее
случаям нагрузки.
Таблица 1. Определение длин сварных швов

Р при а			 Длина сварного шва 1 в см при толщине сварного шва от т -= 0,55 до 0,9 см																				
		0,55			0,60			0,65			0,70			0,75			0,80			0,90		
1,4 т'си8	1,2 т\см?	•^св I “св		Rs ° св	Rz  ^св	Rd асв	Rs ° св	Rz ^СВ| “св		Rs °CB	Rz  •^св	Rd “СВ	Rs °св	Rz  ^CB1 “CB		Rs лсв	Rz  •^cb	I^cbI^cb		Rz лсв	Rd “св	Rs °св
1,0 1,5 2,0 2,5  3,0 3,5 4,0 4,5 5,0  5,5 6,0 6,5 7,0  7,5  8,0 8,5 9,0 9,5  19,0  11,0 12,0 13,0 14,0 15,0  16,0 16,0 18,0 19,0 20,0  21,0 22,0 23,0 24,0 25,0  26,0 27,0 28,0 29,0 30,0  31,0 32,0 33,0 34,0 35,0	0,85 1,28 1,72  2,14  2,57  3,00 3,42  3,85 4,28  4,71 5,14 5,57 6,00  6,42  6,85 7,28 7,71  8,14 8,57  9,42  10,3  11,1  12,0  12,9  13,7  14,6  15,4 16,3  17,1  18,0  18,9  19,7  20,6  21,4  22,3  23,1  24,0 24,9  25,7  26,6  27,4  28,3  29,1  30,0	4,00 4,33  5,41  6,49  7,58  8,66  9,74  10,8  11,9  13,0  14,1  15,2  16,2  17,3  18,4  19,5  20,6  21,7	4,00 4,33  5,20 6,06 6,93 7,19  8,66  9,53  10,4 11,3  12,1  13,0  13,9  14,7 15,6  16,5 17,3  19,1 20,8  22,5	4,00  4,20  6,50  7,79  9,09  10,4  11,7  13,0  14,3  15,6  16,9  18,2  19,5  20,8  22,1	VO VQ VO —4-1i-i 1-1 -1	!_ь -л. М 1-1 -Л  III I 1 1 1 . 1 IIIII 1 1 I I i ii	I ।  IIIII	1'111	IIIII	IIIII	1 1 СО СО ОО ОО \© 5© Ю 5©	© 5© © 5© 5©	5© 5© 5© 5© 5© ©О । ।  ©so	4,00  4,76 5,56 6,35 7,14 7,94  8,73 9,53  10,3 11,1  11,9  12,7  13,5  14,3  15,1  15,9  17,5 19,1  20,6 22,2  23,8  25,4	4,00  4,76  5,95  7,14  8,33  9,53  10,7  11,9  13,1  14,3  15,5  16,7  17,9  19,1  20,2  21,4  22,9  23,8  26,2	4,00  4,58  5,50  6,41  7,33 .8,24  9,16  10,1  11,0  11,9  12,8  13,7  14,7  15,6  16,5  17,4  18,3  20,2  22,0  23,8  25,6  27,5	3,66  4,40 5,13 5,86 6,59  7,33  8,06 8,79 9,53  10,3 11,0  11,7 12,5 13,2  13,9 14,7  16,1 17,6  19,1 20,5  22,0  23,4 24,9  26,4	tot© to VJ <-* I-Ь	—1  IIIII	IIIII	IIIII	IIIII	111 -°'-	O'	^©OO^Os	I  IIIII	IIIII	IIIII	IIIII	III ф. to	0©00<JO> U1AWtQ>4	OQ0«s3O\IJ4	ЦДФ.О I  © © © © О ОО	4,00 4,25  5,10 5,95  6,80 7,65 8,55  9,35  10,2  11,1  11,9  12,8  13,6  14,5  15,3  16,2  17,0  18,7  20,4  22,1  23,8  25,5  27,2  28,9	4,00  4,08 4,76 5,44 6,12 6,80  7,48 8,17 8,85  9,53  10,2  10,9  11,6  12,3 12,9  13,6  15,0  16,3  17,7 19,1  20,4  21,8 23,1  24,5  25,9 27,2  28,6	4,00  4,08  5,10  6,12  7,14  8,16  9,18  10,2  11,2  12,3  13,3  14,3  15,3  16,3  17,4  18,4  19,4  20,4  22,5  24,5  26,5  28,6	4,00  4,76  5,56  6,35  7,14  7,94  8,73  9,52  10,3  11,1  11,9  12,7  13,5  14,3  15,1  15,9  17,5  19,1  20,6  22,2  23,8  25,4  27,0  28,6  30,2	4,00 4,45  5,08 5,72 6,35  6,98 7,62 8,25  8,89  9,52  10,2  10,8  11,4  12,1  12,7  14,0  15,2  16,5  17,8  19,1  20,3  21,6  22,9  24,1  25,4  26,7  27,9  29,2  30,5	4,00 4,76  5,72 6,67 7,62 8,57 9,52  10,5  11,4  12,4  13,3  14,3  15,2  16,2  17,1  18,1  19,1  21,0  22,9  24,8  26,7  28,6  30,5	4,00  4,46 5,21 5,95  6,70 7,44  8,18 8,93 9,67  10,4  11,2  11,9  12,7  13,4  14,1  14,9  16,4  17,9  19,4  20,8  22,3  23,8  25,3  26,8  28,3  29,8  31,3  32,7	4,00 4,17 4,76 5,36 5,95  6,55  7,14  7,74  8,33 8,93  9,52  10,1  10,7  11,3  11,9  13,1  14,3  15,5  16,7  17,9  19,1  20,2  21,4  22,6  23,8  25,0  26,1  27,3 28.5  29,7  30,9  32,0	4,00 4,46  5,36 6,25 7,14  8,04 8,93  9,82 10,7 11,6 12,5 13,4  14,3 15,2  16,1 17,0  17,9  19,6 21,4  23,2 25,0  26,8  28,6 30,4 32Д	4,00 4,63  5,29 5,95 6,61  7,28 7,94 8,60 9,26 9,92  10,6 11,2 11,9  12,6 13,2  14,6  15,9 17,2  18,5  19,8  21,2 22,5  23,8 25,1  26,5  27,8 29.1  30,4 31,8 33,1  «5  34,4 35,7  37,0	4,00 4,23 4,76  5,29  5,82 6,35  6,88 7.41 7,94  8,47 9,00 9,52  10,1  10,6  11,6  12,7  13,8  14,8  15,9  16,9  18,0  19,1  20,1  21,2  22,2  23,3  24,3  25,4  26,5  27,5  28,6  29,6  30,7  31,8  32,8  33,9  34,9  36,0	4,00  4,76 5,56 6,35  7,14 7,94  8,73 9,53 10,3 11,1 11,9  12,7 13,5  14,3 15,1  15,9  17,5 19.1  20,6 22,2  23,8  25,4  27,0 28,6  30,2  31,8  33,3 34,9  36,5
Р при <3		Длина сварного шва 1 в см при толщине сварного шва т = 0,30 до 0,50 см																				
		0,30			0,35			0,40			0,45			0,50								
1,4 | 1,2 т/см* т!см*		RZ ^св	Rd  “св	Rs °св	Rz ^св	Rd “СВ	Rs ° св	Rz  ZCB	R<*CB	Rs  °св	Rz  ^св	Rd “св	Rs ° св	Rz  •‘Чв	^CB |^cb							
6,5  1,0  1,5  2,0  2,5  3,0 з,5  4,0  4,5  5,0  5,5  6,0  6,5  7,0  7,5  8,0  8,5  9,0  9,5  10,0  1,0	0,42 0,85 1,28 1,72 2,14  2,57 3,00 3,42 3,85 4,28  4,71 5,14 5,57  6,00 6,42  6,85 7,28 7,71 8,14 8,57  9,42	111 11111 iiiii ।	4,00  4,00  4,00  4,76  6,35  7,94  9,52  11,1  12,7	4,00  4,76  7,14  9,52  11,9  14,3	4,00  4,00  5,10 6,81 8,51  10,2  11,9  13,6  15,3	4,00  4,00  4,09  5,44  6,80  8,16  9,53  10,9  12,3  13,6  15,0	4,00  4,08  6,12  8,16  10,2  12,3  14,3	4,00  4,00  4,47  5,95  7,44  8,93  10,4  11,9  13,4  14,9  16,4	4,00  4,00  4,00  4,76  5,95  7,14  8,34  9,23  10,7  11,9  13,1  14,3  15,5  16,7	4,00  4,00  5,36  7,14  8,93  10,7  12,5  14,3  16,1	4,00 4,00 4,00  5,29  6,62  7,94  9,26  10,6  11,9  13,2  14,6  15,9  17,2  18,5	4,00 4,00  4,00 4,23 5,29  6,35 7,41  8,47 9,52  10,6  11,6 12,7  13,8 14,8  15,9  16,9 18,0	4,00  4,00  4,76  6,35  7,94  9,53  11,1  12,7  14,3  15,9  17,5  19,1	4,00 4,00 4,00 4,76 5,95  7,14 8,34 9,53  10,7 11,9  13,1 14,3  15,5 16,7  17,9  19,1  20,2	4,00 4,00 4,00 4,00 4,76  5,72 6,67 7,62  8,57  9,53  10,5  11,4  12,4  13,3  14,3  15,2  16,2  17,1  18,1  19,1  21,0	4,00  4,00  4,28  5,71  7,14  8,57  9,99  11,4  12,9  14,3  15,7  17,1  18,6  20,0	Об означ от—толщина св в см  Р—спал, дейст соединение  Z — длина свар в см  RZcs ~ Растяжение  R,, — сжатие   “св  RsCB ~ сРез				ения: арн. швов  зующаяш в т  ных швов  к  Е  s  3 £ к	
С')

при заданной силе и различных видах напряжений

|	Длина сварного шва I в см при толщине сварного шва от т = 1,0 до 1,6

	S3  ОС	©eq г*  1 1 1 1 1 1®-°-’-	4,91  5,36  5,81  6,25 6,70	7,14  7,59  8,04  8,48  8,93	9,82  10,7  11,6  12,5  13,4	14,3 15,2 16,1 17,0  17,9	18,8  19,6  20,5  21,4  22,3	23,2 24,1  25,0 25,9  26,8	27,7  28,6  29,5  30,4  31,3	32,1  33,0  33,9  34,8  35,7	36,6  37,5  38,4  39,3  40,2	41,1  42,0  42,9  43,8  44,6	45,5  46,4  47,3  48,2  49,1	50,0  50,9  51,8  52,7  53,6	IA	
ю	л с*	till 1 1 1 11	4,00  4,17  4,47	4,76  5,06  5,36  5,65  5,95	6,55  7,14  7,74  8,33  8,93	9,52  10,1  10,7  11,3  11,9	12,5 13,1 13,7 14,3 14,9	15,5  16,1  16,7  17,3  17,9	18,5  19,1  19,6  20,2  20,8	21,4  22,0  22,6  23,2  23,8	24,4  25,0  25,6  26,2  26,8	27,4  28,0  28,6  29,2  29,8	30,4  31,0  31,6  32,1  32,7	33,3  33,9  34,5 35,1  35,7	CO  TO	
	в  41 О'	Illi 1 1 1 if-	4,09  4,47  4,84  5,21  5,58	5,95  6,33  6,70  7,07  7,44	8,18 8,93  9,67 10,4 11,2	11,9  12,7  13,4  14,1  14,9	15,6 16,3 1M 17$ 18,6	19,3  20,1  20,8  21,6  22,3	23,1  23,8  24,6  25,3  26,0	26,8  27,5  28,3  29,0  29,8	30,5  31,3  32,0  32,7  33,5	34,2  35,0  35,7  36,5  37,2	37,9  38,7  39,4  40,2  40,9	41,7  42,4  43,2  43,9  44,6	kA	
	аэ и Со ОС	0 0"0  Nil I isx-	5,24  5,72  6,19  6,67  7,14	7,62  8,10  8,57  6,05  9,53	10,5  11,4  12,4  13,3  14,3	15,2  16,2  17,1  I 18,1  19,1	20,0  21,0  21,9  22,9  23,8	1  24,8  25,7  26,7  27,6  28,6	29,5  30,5  31,4  32,4  33,3	34,3  35,2  36,2  37,2  38,1	39,1  40,0  41,0  42,0  42,9	43,8  44,8  45,7  46,7  47,6	48,6  49,5  50,5  51,4  52,4	53,3  54,3  55,2  56,2  57,1	CO	
ia	со ч? (%	Illi 1 1 11 1	4,00  4,13  4,45  4,77	5,08  5,40  5,72  6,04  6,35	6,99  7,62  8,26  8,89  9,53	10,2  10,8  11,4  12,1  12,7	13,3  14,0  14,6  15,2  15,9	16,5  17,2  17,8 18,4- 19,1	19,7  20,3  21,0  21,6  22 2	22,9  23,5 24,1  24,8  25,4	26,0  26,7  27,3  27,9  28,6	29,2  29,9  30,5  31,1  31,8	^© t> TO О» eq cn то to m го to	35,6  36,2  36,8  37,5  38,1	co	
	CS ь? О'	iiii 111 iB	4,37 4,76 5,16 5,56 5,99	6,35 6,75 7,14  7,54 7,94	8,73 9,53  10,3  11,1  11,9	12,7  13,5  14,3 15,1  15,9	16,7  17,5  18,3  19,1  19,9	20,6  21,4  22,2  23,0  23,8	24,6  25,4  26,2  27,0  27,8	28,6  29,4  30,2  31,0  31,8	32,5  33,3  34,1  34,9  35,7	36,5  37,3  38,1  38,9  39,7	40,5  41,3  42,1  42,9  43,7	44,5  45,2  46,0  46,8  47,6	¥	
	СО ъ ос	O O' O' о  iiii iB’<-5	T- eq стл ю Ю т- © г- Ю kA ЮЮ С-ГгС	8,16 8,67  9,19 9,70 10,2	11,2  12,3  13,3  14,3  15,3	16,3  17,4  18,4  19,4  20,4	21,4  22,5  23.5  24,5  25,5	26,5  27,6  28,6  29,6  30,6	31,6  32,7  33,7  34,7  35,7	36,7  37,8  38,8  39,8  40,8	41,8  42,9  43,9  44,9  45,9	46,9  48,0  49,0  50,0  51,0	l9S  IS?  огь	I I I I I	1	
*	ш  (%	II 1 1 1 1 1 1 1	4,00  4,08  4,42  4,76  5,10	5,44  5,78  6,12  6,46  6,81	7,48 8,17 8,85 9.53  10,2	10,9  11,6  12,3  12,9  13,6	14,3  15,0  15,7  16,3  17,0	17,7 18,4 19.1 19,7 20,4	21,1  21,8  22,5  23,1  23,8	24,5  25,2  25,9  26,5  27,2	27,9  28,6  29,3  29,9  30,6	31,3  31,8  32,7  33,3  34,0	34,7  35,4  36,1  36,7  37,4	38,1  38,8  39,5  40,1  40,8		
	со ь? О'	О1Л  1 1 1 1 1 1 1®-”'	4,68  5,10  5,53  5,96  6,38	6,80  7,25  7,66  8,08  8,51	-9,36 10,2 11,1 11,9 12,8	13,6  14,5  15,3  16,2  17,0	17,9 18,7 19,6 20,4 21,3	22,1  23,0  23,8  24,7  25,5	26,4  27,2  28,1  28,9  29,8	30,6  31,5  32,3  33,2  34,0	34,9  35,7  36,6  37,4  38,3	39,1  40,0  40,8  41,7  42,5	43,4  44,2  45,1  45,9  46,8	47,6  48,5  49,3  50,2  51,0	°\	
	аэ  «0° ос	QOlfiO  i i i I i*52«-	iaO'’J-O'-ф ю ю г-"г*осГ	O' "Ф O' _ Г-» cn co "Ф©^ CO ©O'‘©r*	12,1  13,2  14,3  15,4  16,5	17,6  18,7  19,8  20,9  22,0	23,1  24,2  25,3  26,4  27,5	28,6  29,7  30,8  31,9  33,0	34,1  35,2  36,3  37,4  38,5	39,6  40,7  41,8  42,9  44,0	45,1  46,2  47,3  48,4  49,5	I I I  IAIA	I I I I I	I I I I I	I	
со	со  с*	iiii iiii®-	4,03 4,40 4,76 5,13 5,50	5,86 6,23 6,60 6^96 7,33	8,06 8,79 9,53 10,3 11,0	11,7  12,5  13,2  13,9  14,7	15,4  16,1  16,9  17,6  18,3	19,1  19,8  20,5  21,3  22,0	22,7  23,4  24,2  24,9  25,6	26,4  27,1  27,8  28,6  29,3	30,0  30,8  31,5  32,2  33,0	33,7  34,4  35,2  35,9  36,6	37,4  38,1  38,8  39,6  40,3	41,0  41,8  42,5  43,2  44,0	5	
	со  »9 ос	©eqoo iiii 1 i®£2	SO'S r-O' OLA O'’J- CO ииио'о	7,33  7,79  8,24  8,70  9,16	10,1  11,0  11,9  12,8  13,7	14,7  15,6  16,5  17,4  18,3	19,2  20,2  21,1  22,0  22,9	23,8  24,7  25,6  26,6  27,5	28,4  29,3  30,2  31,1  32,1	33,0  33,9  34,8  35,7  36,6	37,6  38,5  39,4  40,3  41,2	42,1  43,0  44,0  44,9  45,8	46,7  47,6  48,5  49,5  50,4	sa1 1 1	1	
	СО  ос	4,00  4,17  4,76  5,36  5,95	6,55  7,14  7,74  8,33  8,93	9,52  10,1  10,7  11,3  11,9	13,1  14,3  15,5  16,7  17,9	19,1  20,2  21,4  22,6  23,8	25,0  26,1  27,3  28,5  29,8	31,0  32,1  33,3  34,5  35,7	36,9 38,1  39,3 40,5  41,7	42,9  44,1  45,2  46,4  47,6	3 1 1 1 !	I I I I I	1 1 1 1 1	1 1 1 1 1	1	
eq	со тз* о;	IIII 1 1 1 if-	4,37  4,76  5,16  5,56  5,96	6,35 6,75 7,14  7,54 7,94	8,73 9,53 10,3 11,1 11,9	12,7  13,5  14,3  15,1  15,9	16,7  17,5  18,3  19,1  19,9	20,6  21,4  22,2  23,0  23,8	24,6  25,4  26,2  27,0  27,8	28,6  29,4  30,2  31,0  31,8	32,5  33,3  34,1  34,9  35,7	36,5  37,3  38,1  38,9  39,7	кАТОт-О'Г* © "eq eq m"	44,5  45,2  46,0  46,8  47,6	co	
	со  6? ос	Q F- Ю  IIII 11555	5,46  5,95  6,45  6,95  7,44	7,94  8,43  8,93  9,43  9,92	10,9  11,9  12,9  13,9  14,9	O' O' O' O' O' ir?©r*oo O'	, 20,8 ' 21,8 22,8 23,8 24,8	25,8  26,8  27,8  28,8 ।  29,8	30,8  31,8  32,7  33,7  34,7	35,7  36,7  37,7  38,7  39,7	40,7 41,7 42,7  43,7 .44,7	45,6  46,6  47,6  48,6	1 1 1 1 1	1 1 1 1 1	1	
	СО  «0° ос	- 4,00 4,55 5,20 5,85 6,50	7,14 7,79 8,44 9,09 9,74	10,4  11,0  11,7  12,3  13,0	14,3  15,6  16,9  18,2  19,5	20,8 22,1  23,4  24,7 26,0	27,3  28,6  29,9  i 31,2  32,5	33,8 35,1  36,4 37,7 39,0	40,3  41,6  42,9  44,2	1 1 1 1 1	Г I I I I	I I I I I	1 1 1 11	1 1 1 1 1	1	
£	СО  0?	© cn  iiii iii?-;-	4,76  5,20  5,63  6,06  6,50	6,93  7,36  7,79  8,23  8,66	9,53 10,4 11,3  12,1  13,0	13,9  14,7  15,6  16,5  17,3	18,2 19,1 20,0  20,8  21,7	22,5  23,4  24,2  25,1  26,0	26,8  27,7  28,6  29,4  30,3	31,2 1 32,0  32,9  33,8  34,6	35,5  36,4  37,2  38,1  39,0	39,8  40,7  41,6  42,4  43,3	5-1 III	1 1 1 1 1	1	
	аэ  №	© TO t> v-  IIII I?;-;-’-	5,95  6,49  7,04  7,58  8,12	© o^« © eq t> to 00 CO O'O'"© ©	11,9  13,0  14,1  15,2  16,2	17,3  18,4  19,5  20,6  21,6	22,7  23,8 I  24,9  i 26,0  27,1	28,1  29,2  30,3  31,4  32,5	33,6  34,6  35,7  36,8  37,9	39,0  40,0  41,1  42,2  43,3	’-I I i I	I I I I I	1 1 11 1	1 1 1 1 1	1	
	СО  «0° ос	4,00 4,28  5,00  5,71  6,43 7,14	7,85 8,57 9,28  9,99 10,7	11,4  12,1  12,9  13,6  14,3	15,7  17,1  18,6  20,0  21,4	22,8  24,3  25,7  27,1  28,6	30,0  31,4  32,8  i 34,3  35,7	37,1  38,5  40,0	I I I I I	1 1 1 1 1	1 1 1 1 1	I I I I I	1 11 1 1	1 1 1 1 1	1	
о т-1	СО  0?°	© O> Ю  iiii i i?-x-	5,24  5,72  6,19  6,67  7,14	7,62  8,10  8,57  9,05  9,53	10,5  11,4  12,4  13,3  14,3	15,2  16,2  17,1  18,1  19,1	20,0  21,0  21,9  22,9  23,8	24,8  25,7  26,7  27,6  28,6	29,5  30,5  31,4  32,4  33,3	34,3  35,2  36,2  37,2  38,1	;-§ 111  TO "Ф	I I I I I	1 1 11 1	1 1 1 1 1	1	
	со ь? ос	|||| S^i>cS<$\ I'll	6,55  7,14  7,74  8,33  8,93	9,53  10,1  10,7  11,3  11,9	13,1  14,3  15,5  16,7  17,9	r-eq'’i-юоо	© T-iCAlA Г-	30,9  32,0  33,2  34,4  35,6	ГО CO CO	1 1 1 1 1	1 1 1 1 1	I I I I I	1 1 1 1 1	1 1 1 1 1	1	
Сила, работающая на срез: Sn — S cos а.

Сила, работающая на растяжение (или сжатие)
Sa = S sin а

Так как при одновременном действии сил Sn и
Sz допускаемое напряжение одинаково, то разло-
жение сил можно и не производить, так как из
рис. 266 очевидно:

S = VS,v» + S? и = Тсв ~
‘	Гсв

Р) Числовой пример

Проверить прочность соединения стержня, пред-
ставленного на рис. 27. Сжатый стержень состоит
из 2J_14-7. Благодаря наличию косых швов тол-

Рис. 27. Соединение стержня косыми и лобовыми
швами.

Л—’боковой вид соединения; b—сечение.

щину их можно взять без особых усилений рав-
ную толщине стержня, так как закругленные края
стержня срезаны (рис. 27).

8Ш1п = 11,5 ММ’ таоп = 0,707-11,5 —

— 8,13мм. тКУ — 8 мм.

Действительное напряжение будет:

^CB=S(mZ) ~ 0,8 (4• 16,0-|-2• 8,0) ~ 0,69

h) Как пользоваться таблицами для опре-
деления требуемых толщин и длин сварных
швов

С помощью табл. 1 можно для всех видов на-
пряжений (растяжение, сжатие, срез) получить непо-
средственно по заданным силам и Р допускаемым
напряжениям на основной металл в 1,4 /«|ли2 и
1,2 т/см2 длины сварных швов для толщины их от
0,3 до 1,6 см. При промежуточных значениях силы
можно положить в основу ближайшую большую.

В табл. 2 приведены требуемые с целью полного
соединения толщины и длины сварных швов для

употребительных неравнобоких уголков, соединя-
емых в одном случае с помощью одних лишь флан-
говых швов и в другом — с помощью фланговый
и лобовых вместе. Толщина угловых швов на за-
кругленной стороне уголка взята без особого уси-
ления в соответствии с рис. 15а. Значения рассчи-
таны таким образом, что линии центров тяжести
сварного соединения во всех случаях совпадают
с линией центров тяжести стержня. Длина лобового
сварного шва Z3 взята без концевых кратеров, т. е.
в основу положен способ сплошного соединения,
показанного на рис. 24. Необходимо обратить вни-
мание, что данные в табл. 2 значения для р и maxS
(от 2 до 4 ряда) рассчитаны только для одного
уголка.

Если растянутый или сжатый стержень исполь-
зуется не полностью, то данные в таблице длины
швов могут быть определены путем соответствен^
ного умножения табличного значения на отно-
шение действительной и полной сил. Разберем
примеры.

Соединение с фланговыми швами

Имеем растянутый стержень из 21 65-100-11. При
полном использовании стержня при Rz = 1,4 т/см2,
усилие шах5 = 2 • 23,94 = 47,88 т. В действи-
тельности же действует сила 5дст = 41,5/п. При
этой силе длина сварных швов найдется следую-
щим образом:

Л = ^таб = 28-2 Sit = 24>5 см’

ь Лтао тахо	4/,оо

4 =	= 19>4#4 = 16,8 см.

4тао тахо	4/,00

Толщины швов остаются те же самые, что и в та-
блице /«л = 0,8 см и /п2 = 0,6 см.

Соединения с фланговыми и лобо-
выми швами

Дан сжатый стержень из 2 [_ 75-100-7. В сжатых
стержнях действительное усилие всегда меньше,
чем табличное значение maxS, так как при соста-
влении таблицы 2 уменьшение усилия при про-
дольном изгибе не учитывалось.

Отсюда мы имеем:

maxS = 2-16,66 = 33,32 т 5ДСТ = 22,6 т.

По действительной силе длина угловых швов и
толщина лобового шва находятся следующим об-
разом:

/1=/|таб^5г==28,0&32=19,1 см>

h — 4таб — — 15,9	= 10,8 см,

тахм	,4

т,—т3 ,^££ = 0,5^ = 0,34^0,35 см.

3 таб maxS 33,32
Таблица 2. Сварное соединение иеравнобоких уголков1

Поперечное сечение	Пло- щадь F см'	шах 5 — ^^доп		Наи- мень- шая тол- щина листов 6 mln см	Требуемые швы для ’доп —1,2 и 1,4 т|сл2									
		При ’д0П			с фланговыми швами (рис. 23)				с фланговыми и лобовыми швами (рис. 24)					
		г 1.2 тем1	1 А											
		т	т		/»1				т,	Z, | т,		k	1	1,
30.45	5  30.60	| у  40.50	' 5  ( 5  40.60 { 6  1	7  40.80 { |  ( 5  50.65 { 7  1	9  ( 6  50.100	8  1 ю  * ( 5  55.75 < 7  1	9  60.90 | 8  1	10 6  65.80 jq  12  1	7  65.100 { 9  1 и  ( 8  65.130 1 10  1	12 7 . 75.90	9  И 7  75.100	9  И 8 75.130 10 12  9  75.150	11  13  10  75.170  16 8  80.120  14 10  90.130 12  14  1 10  90.150 { 12  1	14  10 90.250  16	3,53 4,29 5,85 4,27 4,79 5,68 6,55 6,89 9,01 5,54 7,60 9,58 8,73  11,50 14,10  6,30 8,66  10,90 8,69 И,40 14,10  8,41 11,00 13,60 16,00 11,20 14,20 17,10 15,10 18,60 22,10 11,10 14,10 17,00 11,90 15,10 18,20 15,90 19,60 22,30 19,50 23,60 27,70 23,70 28,10 32,50 36,80 15,50 19,10 22,70 26,20 21,20 25,10 29,00 23,20 27,50 31,80 33,20 39,50 45,80 52,00	4,24 5.15 7,02 5,12 5,75 6,82 7,86 8,27  10,81  6,65 9,12  11,50 10,48 13,80 16,92  7,56 10,93 13,08 10,43 13,68 16,92 10,09 13,20 16,32 19,20 13,44 17,04 20,52 18,12 22,32 26,52 13,32 16,92 20,40 14,28 18,12 21,84 19,08 23,52 26,76 23,40 28,32 33,24 28,44 33,72 39,00 44,16 18,60 22,92 27,24 31,44 25,44 30,12 34,80 27,84 33,00 38,16 39,84 47,40 54,96 62,40	4,94 6,01 8.19 5,98 6,71 7,95 9,17 9,63  12,61 7,76  10,64 13,41  12,22 16,10 19,74  8,82 12,12 15,26 12,17 15,96 19,74 11,77 15,40 19,04 22,40 15,68 19,88 23,94 21,14 26,04 30,94 15,54 19,74 23,80 16,66 21,14 25,48 22,26 27,44 31,22 27,30 33,04 38,78 33,18 39,34 45,50 51,52 21,70 26,74 31,78 36,68 29,68 35,14 40,60 32,48 38,50 44,52 46,48 44,30 64,12 72,80	0,5 0,5 0,7 0,5 0,5  0,6 0,7  0,6 0,8  0,5 0,7  0,9 0,6  0,8 1,0  0,5 0,7  0,9  0,6 • 0,8  1,0 0,6 0,8  1,0 1,2  0,7 0,9  1,1 0,8  1,0  1,2 0,7 0,9  1,1 0,7  0,9  1,1  0,8 1,0  1,2 0,9  1,1  1,3 1,0  1,2 1,4  1,6 0,8  1,0  1,2 1,4  1,0  1,2  1,4 1,0  1,2  1,4 1,0  1,2 1,4  1,6	0,35 0,35 0,50 0,35 0,35 0,42 0,50 0,45 0,55 0,35 0,50 0,65 0,45 0,55 0,70 0,35 0,50 0,65 0,45 0,55 0,70 0,45 0,55 0,70 0,85 0,50 0,65 0,80 0,55 0,70 0,85 0,50 0,65 0,80 0,50 0,65 0,80 0,55 0,70 0,85 0,65 0,80 0,95 0,70 0,85 1,00 1,15 0,55 0,70 0,85 1,00 0,70 0,85 1,00 0,70 0,85 1,00 0,70 0,85 1,00 1,15	13,4 15,8 14,7 16,8 18,4 18,0 17,3 19,7 20,8 22,0 20,8 19,7 25,3 26,8 25,6 25,0 23,6 22,6 26,3 27,8 26,6 26,3 27,7 26,7 25,3 30,4 29,1 28,2 35,7 34,2 33,0 31,3 30,1 29,2 33,0 31,8 30,8 38,4 36,8 34,2 39.0 37,8 38,2 42,9 41,6 40,6 39,7 38,4 36,8 35,7 34,6 41,3 39,9 38,8 44,1 42,8 41,8  59,0 57,2 56,2 55,4	0,30 0,20 0,35 0,30 0,20 0,27 0,35 0,30 0,45 0,20 0,35 0,60 0,25 0,40 0,55 0,20 0,35 0,50 0,30 0,45 0,60 0,25 0,40 0,55 0,70 0,30 0,45 0,60 0,35 0,50 0,65 0,30 0,45 0,60 0,30 0,45 0,60 0,35 0,50 0,65 0,40 0,55 0,70 0,45 0,60 0,75 0,90 0,35 0,50 0,65 0,80 0,40 0,55 0,70 0,40 0,55 0,70 0,40 0,55 0,70 0,85	8,0  15,4  12,5  8,9  15,7  14,0  12,7  16,4  14,7  17,0  13.8  12,7  24,3  20,6  18,8  19,4  15,8  14,4  18,6  16,8  15,9  20,1  17,0  15,7  15,1  24,1  21,0  19,4  30,2  26,7  24,9  22,0  19,2  17,8  24,3  21,1  19,6  30,4 .  26,9  24,0  34,3  30,7  27,5  38,5  34,7  32,6  31,2  28,3  25,0  23,3  22,3  33,8  29,8  27,6  38,6  34,0  31,3  63,2  55,2  50,6  47,7	0,35 0,35 0,50 0,35 0,35 0,42 0,50 0,45 0,55 0,35 0,50 0,65 0,45 0,55 0,70 0,35 0,50 0,65 0,45 0,55 0,70 0,45 0,55 0,70 0,85 0,50 0,65 0,80 0,55 0,70 0,85 0,50 0,65 0,80 0,50 0,65 0.80 0,55 0,70 0,85 0,65 0,80 0,95 0,70 0,85 1,00 1,15 0,55 0,70 0,85 1,00 0,70 0,85 1,00 0,70 0,85 1,00 0,70 0,85 1,00 1,15	10,3 12,7 11,6 14,1 15,4  15,2 14,3 17,3 16,7  18,7 17,5 16,5 23,3 21,5 20,5 21,1 19,8 17,8 22,2 23,3 22,1 22,7 23,7 22,5 21,3 25,3 24,2 23,2 29,2 27,6  26,5 26,7  25,6 24,7 28,0 26,8 25,8 31,9 30,6 27,5  31,4 30,4 29,7 34,5 33,1 32,1 31.1 32,4 30,8 29,6 28,6 34,7 33,3 32,2 36,8 35,3 34,2 46;2 43,3 43,6 42,6	0,30 0,20 0,35 0,30 0,20 0,27 0,35 0,30 0,45 0,20 0,35 0,50 0,25 0,40 0,55 0,20 0,35 0,50 0,30 0,45 0,60 0,25 0,40 0,55 0.70 р.зо 0,45 0,60 0,35 0,50 0,65 0,30 0,45 0,60 0,30 0,45 0,60 0,35 0,50 0,65 0,40 0,55 0,70 0,45 0,60 0,75 0,90 0,35 0,50 0,65 0,80 0,40 0,55 0,70 0,40 0,55 0,70 0,40 0,55 0,70 0,85	5,4 10,3  8,3 6,3  10,4 9,5 8,5  Н,1 9,8  11,3 9,2 8,5  16,4 14,3 12,5 12,9 10,5  9,5 12,6 11,2 10,7 13,7 11,5 10,6 10,2 15,8 13,7 12,7 20,1 17,5 16,3 14,5 12,7 11,8 15,9 13,9 12,9 20,3 17,4 15,6 22,1 19,8 18,6 25,3 22,7 21,3 20,3  18,9 16,6 15,5 14,8 22,5 19,7 18,3 25,5 22,3 20,6 41,2 38,1 32,8 31,0	0,35 0,35 0,50 0,35 0,35 0,42 0,50 0,45 0,55 0,35 0,50 0,65 0,45 0,55 0,70 0,35 0,50 0,65 0,45 0,55 0,70 0,45 0,55 0,70 0,85 0,50 0,65 0,80 0,55 0,70 0,85 0,50 0,65 0,80 0,50 0,65 0,80 0,55 0,70 0,85 0,65 0,80 0,95 0,70 0,85 1,00 1,15 0,55 0,70 0,85 1,00 0,70 0,85 1,00 0,70 0,85 1,00 0,70 0,85 1,00 1,15	4,5 6,0 6,0 5,0 6,0 6,0 6,0 8,0 8,0 6,5 6,5 6.5  10,0 10,0 10,0  7,5 7,5  7,5 9,0  9,0  9,0 8,0  8,0 8,0 8,0  10,0 10,0 10,0  13,0 13,0  13,0  9,0 9,0  9,0 10,0 10,0 10,0 13,0 13,0 13,0 15,0 15,0 15,0 17,0  17,0 17,0 17,0 12,0 12,0 12.0 12,0 13,0 13,0  13,0 15,0  15,0 15,0 25,3 25,0 25,0 25,0

1 Обратите внимание иа часть К.
Действительная длина швов остается повсюду
в пределах допускаемых границ 40 т. Для полного
присоединения стержня значениями таблицы, пре-
вышающими 40 т, пользоваться нельзя. 1

2. Расчет и конструирование узлов

а) Общие сведения

При соединении нескольких стержней получается
так называемый „узел". После объяснений в пред-

Рис. 28. Устройство узлов из стержней различных попе-
речных сечений.

а—узел с трубчатыми поперечными еечеинямк; Ь—узлы с трубчатыми
сечениями стержней из швеллеров; с—узлы с трубчатыми сечениями
стержнем из уголков; узел из пояса двутаврового сечения и раско-
сов ив 2 уголков.

‘Прим. ред. Так как допускаемые напряжения на
еварные швы, по действующим в СССР нормам, близки
к принятым в Германии, то можно пользоваться табл. 1 н 2,
сслн размеры стержней по ОСТу отвечают табличным.

шествующей части способов соединения отдель-
ных стержней, рассмотрим теперь различные спо-
собы образования узлов.

На рис. 28 представлены различные способы

образования узлов верхнего пояса. В то время как
узлы, представленные на рис. 28 а — с, образованы
с помощью косынок, узел, представленный на
рис. 28 d, образован без всяких косынок.

Способ устройства узла, показанного на рис. 28а,
применяется лишь при трубчатых поперечных се-
чениях. Чтобы трубчатые стержни могли быть на-
двинуты и прикреплены к косынке, в трубах дела-
ются прорезы. В целях уменьшения размера узлов,
трубы заполнительной решетки на концах скаши-
ваются посредством прессовки. Для этой цели перед
прессованием в трубу вводится полосовое железо
на 1 мм толще, нежели толщина листа косынки.
Цена труб обычно в 2—3 раза выше, чем I -,
I_-, |~ - или ~Г - железо, а потому фермы,

изготовленные из требуемых сечений, хотя и пред-
ставляют легкую конструкцию, все же неэконо-
мичны.

При устройстве узла, указанного на рис. 28#,
трубчатое сечение стержня образовано из двух
швеллеров. Такое устройство, вследствие приме-
нения стандартных профилей и простого способа
образования, экономичнее предшествующего.

При устройстве узла, указанного на рис. 28с,
трубчатое сечение стержней образовано из двух
равнобоких уголков. К недостатку этого способа
необходимо отнести то, что, в целях получения
швов хорошего качества, края уголков в месте со-
единения должны несколько отстоять друг от друга.

При устройстве узла, как это указано на рис. 28 d,
верхний пояс образован из таврового железа. Рас-
косы, состоящие из двух уголков, заведены непо-
средственно на стенку пояса и там приварены.
Применение косынки в последйем случае стано-
вится излишним. Если для соединения стержней
высота стенки недостаточна, то с помощью сты-
кового шва к стенке наваривают лист толщиною
одинаковой со стенкой. Ниже приводится числовой
расчет подобного узла.

Для того чтобы получить представление об
экономичности различных видов поперечных сече-
ний сжатых стержней верхнего пояса узлов, изо-
браженных на рис. 28, произведен подсчет для
различных поперечных сечений стержней, и полу-
ченные результаты сведены в табл. 3. Для расчета
принято усилие в 28 т и расчетная длина стержня
2,4 м. Так как не все поперечные сечения стер-
жней используются одинаково, то в других при-
мерах, в особенности при другой расчетной длине,
результаты сравнения могут несколько отличаться.
Однако можно уже определенно сказать, что по-
перечные сечения из половинок двутавра как
обычного, так и широкополочного, неэкономичны;
при половинках обычного двутавра полки полу-
чаются чрезмерно узкими и при широкополочных —
чересчур широкими; кроме того оба сечения
Таблица 3. Экономическое сравнение различных сечеиий сжатых стержней

(Усилие в стержне S = 28,0 /п; расчетная длина L = 2,4 м)

Поперечное сечение по рис.	Поперечное сечение	Пло- щадь F см2
I	1 труба 63/4" 0	23,6
п	2 |Z 10	27,0
III	2 I 90-t0-9	31,0
IV	—170-10U120-10	29,0
V	Ъ J- 32	38,9
VI	1/2 х р 22	45,5
VII	2 |_ 80-120-8	31,0

Зес G кг	i X х з ; * В ая- ,н *»х ® 8 ” х Е Э s	Гибкость Р- =—Y	1 g  =Го И я о й •е-и S СП 'О ОХ.*- ьс >• *	Напряжен 1	5 kr
18,4	5,91	41	1,10	1,31
21,2	3,91	61	1,27	1,32
24,4	3,45	70	1,39	1,26
22,8	3,76	67	1,§5	1,30
30,5	2,67	90	. 1,88	1,35
35,7	2,55	94	2,07	1,28
24,4	3,28	73	1,45	1,31

имеют чересчур толстые полки. Значительно лучше
получается сварное тавровое сечение (рис. IV),
у которого радиус инерции может быть подобран
одинаковым для обеих главных осей. К сожалению,
такое сечение, вследствие необходимости наложе-
ния прерывистых швов, несколько удорожается,
как уже было сказано в первой главе. Для произ-
водства сварки в строительстве предполагается
прокатка ряда тавровых поперечных сечений с па-
раллельными стенками. Трубчатые сечения II и III,
образованные из - и |_____- железа, лишь не-

значительно отличаются в экономическом отноше-
нии от сварного однотавра; в конструктивном же
отношении они менее выгодны, так как требуют
особых косынок; сборка их труднее и внутреняя
сторона сечения^ почти недоступна для чистки и
новой покраски.

На рис. 29 представлено устройство опоры
фермы на стальной стойке. Опорный узел фермы
связан со стойкой шарнирно: к опорной плите
фермы на определенном расстоянии приварены
две планки, между которыми входит опорная часть

центрированной плиты. Соединение фермы со
стойкой осуществляется с помощью двух болтов,
проходящих в середине плиты; так как болты

Л)

Рис. 30. Соединение фермы со стойкой.

а — опорный узел нз вырезки х 28, сболченный со стойком;
b—сечение a—b; d— Опорный узел фермы, сваренный со стой-
кой; с—вид сверху.

находятся в вершине выпуклой плиты, то шар-
нирность соединения не нарушается.

На рис. 30а представлен другой вид опоры
фермы. Опорный узел фермы образован с помо-
щью соответствующей разрезки обыкновенного
или широкополочного двутавра и последующего
соединения этого узла со стойкой болтами на месте
постройки. Несущая часть фермы действует на-
подобие консоли стойки. В рассматриваемом при-
мере опорное давление фермы совпадает с осью
стойки. Геометрические оси верхнего и нижнего

поясов пересекаются с осью стойки в одной
точке. Стойка вследствие вертикального направле-

Рис. 31. Узел фермы с двойными стенками стержней с применением
угловых и прорезных швов.

а—вид увла; b—сечение а—Ь.

Ввиду того, что соединение одними лишь фланго-

выми швами было чрезмерно, раскосы также
соединены прорезными швами. В следующей части
будет представлено большое коли-

чество узлов ферм и будет приве-
ден расчет их прочности.

Ь) Числовой пример для кон-
струирования и расчета

19 узлов

-а) Расчет узла, в котором
площадь соединения расши-
рена путем приварки листа
встык

1) Общие сведения

Ниже приведен расчет прочности
узла, представленного на рис. 32.
Все значения, размеры и обозначе-
ния даны на рисунке. Допускаемое
напряжение на основной металл
1,4 ml см3

ния опорной реакции фермы не имеет никакого	2) Присоединение раскоса £>i

изгибающего момента, несмотря на консольное	Усилие в стержне S = — 26,71 т; 8mi0 =

соединение фермы со стойкой (М = Аа). Неболь- =10 мм, тдоп = 0,707 • 10 = 7 лглг.
шой опорный уголок под консолью слу-
жит исключительно для целей монтажа.
Верхний пояс из половинки JZ 28 вхо-
дит в вырезанную соответствующим обра-
зом стенку консоли.

Другой способ образования опорного
узла изображен на рис. 30с/; здесь, вме-
сто вырезки стенки консоли, вырезы-
вается стенка пояса и делается прорезь в
полке; этой прорезью пояс надвигается
на косынку. Опорный лист фермы соеди-
няется со стойкой с помощью сварки уже
на месте постройки. Расчет сварного со-
единения производится аналогично при-
меру, приведенному в части с, I, в треть-
ей главе.

Изображенная на рис. 30 опора фермы
может быть устроена и так, чтобы гео-
метрический узел фермы совпадал с внут-
ренним краем опорной стойки или с пло-
скостью соединения опорного узла; при
таком устройстве не соединительная часть,
а сама стойка воспринимает момент
М = Аа.

Наконец, на рис. 31 представлен узел,
образованный стержнями с двойной стен-

кой. Верхний пояс образован из широкополоч- Рабочая площадь сварки
ного двутавра с горизонтально лежащей стенкой 4-0,7-9,52 • 0,4-16,0=26,6 4-12,8 =
и раскосы образованы из 2 |~ 32 и 30. При со-	’	’	= 39 4 см3

единении верхнего пояса с помощью прорезных _
швов, линия центров тяжести сварки совпадает с Линия центров тяжести сварного соединения сов-
геометрической осью или с линией центров тяже- паДает с линией центров тяжести уголка,
сти стержней.	26,6-3,92^ 12,8-8,08.
Напряжение

0,678 т1см'-

3)	Присоединение раскоса D2
Усилие в стержне 5 = 4- 14,45 т\ 8rain=5 мм
т10П — 0,707 • 5 = 3,5 мм.

Рабочая площадь FCB = 4 • 0,35 • 11,5 4~ 4 • 0,2 •9,0 =
= 16,1-4-7,2 = 23,3 см2.

Линия центра тяжести соединения совпадает
с линией центра тяжести уголка:

16,1-1,99^7,2-4,51.

Напряжение:

т св= А =	= 0,620 т/см2.

Лев zo,o

4)	Соединение усилительного листа

Раскосы присоединены частью непосредственно
к поясу стенки, а частью к усилительному листу.
Присоединение полосы листа к краю стенки пояса
рассчитывается на силы, приложенные к самому ли-
сту.

Частные силы от усилий в раскосах, действующие
на соединение, будут:

Di = 2 • 0,7 • 9,5 • 0,678 = 9,02 т.

Dlu = 2 -0,4• 16,0• 0,678 =8,68 т.

ZX = 2 • 0,35 • 11,5 • 0,620 = 4,99 т.

D2U = 2 • 0,2(9,0 4- 5,0)0,620 = 3,47 т.

На рис. 32 части силы раскосов разложены по
направлению стыкового шва и нормально к нему

^= 23,6 /и; V = 3,8 т.

Величины рабочих площадей сварки:

FCB= 1,0 (2-12,0 4-16,0) = 40,0 см2.

7СВ ==(66,0»— 42,0s4-16,О*)- 1 = 18125 см*.

Н7са = — =	= 549 см3.

«max 33,0

Воспринимаемый стыковым швом момент, отнесен-
ный к центру тяжести сварки, будет

М = 9,-02-10,57 — 8,68-1,43 + 4,99-10,34 + 3,47-3,84 =
= 95,34 — 12,41 + 51,60 +13,32 = 147,85 т/см.

Напряжение от момента

__ Л4 ___ 147,85 Л осп / а

Ч св =	•= -545- =	о,269 т/см2.

Напряжение от продольной силы Л/

Чсв = -~- = -^ = 0,590 т\см2.

Напряжение от поперечной силы V

Тз ce:=^rz==W=0,095 т1см*-

Суммарное напряжение в точке I

Чсв — Ут22св 4-(Т1св4~ТЗсв)2 =
=* р'0,5902 4- (0,269 — 0,095)2 = zt 0,693 т/см2.
В точке II

("св— "р122св (Чсв 4"т«св )* —
= V0,590а4-(0,269—0,095)’ = 0,615 т/см2.

Р) Расчет всех узлов фермы, сведен-
ных в табл. 4

В табл. 4 можно видеть рабочий чертеж фермы
в уменьшенном масштабе. Сварные швы здесь обо-
значены с помощью условных знаков. В сводке даны
результаты расчета прочности соединения всех
стержней.

f) Расчет всех узлов фермы, приве-
денный в табл. 5

В 'табл. 5 дан чертеж двойной французской
фермы, образованной с помощью сварки; в сводке
приведены результаты расчета всех соединений
стержней. Необходимо обратить внимание на то,
что при поперечном сечении пояса из составного
тавра в конечных узлах полосы полок сварйваются
со стенкой сплошным швом (см. узел 0, 2 и IV).
При соединении стержней с малыми силами, из прак-
тических соображений допускаемые напряжения
не используются; в этом случае также необязательно,
чтобы линия центров тяжести сварного соединения
точно совпадала с линией -центра тяжести стержня.

В коньковом узле стык верхнего пояса фермы
осуществлен с помощью поперечной диафрагмы
160-20. Для дальнейшего объяснения такого рода
стыка служат задачи в части В.

Укрепление прогонов осуществляется с помощью
вырезок из обрезков Т 20. Другие способы со-
единения представлены на рис. 44.

В виде дополнения к расчетным формулам по
определению длин фланговых и лобовых швов при
соединении уголка, приведенным ранее в части I d,
ниже даны еще новые формулы для того случая,
когда толщина лобового шва равняется толщине
флангового шва, идущего вдоль обушка. Длина
лобового шва равняется ширине полки Ь.

/?асв = 2т« (Рис- 24)-

Длина углового шва вдоль обушка будет:

, __	^’«2 Ь

ll~^bRScB 2'

Вдоль кромки:

1 — S'ej _Mib
m2b RsCB 2тг'
Таблица 4. Рабочий чертеж фермы в уменьшенном масштабе

Увел	Название стержней	Усилия		Сечение стржня	F в	Сварные швы							Дейст- витель- ное напря- женке т кг см*
		+ т	т			Толщн на тх т см	Длина см	Пло- щадь Гг  СМ*	Толщи- на «2 т см	Длина It см	Пло- щадь А  CMt	Обтая пло- щадь Гсв СМ3	
0	0- I А	23,33	12,66	~~ 50.65.9	38,40  18,10	0,6  0,5	4Х 9,5  2 X 20,0	22,8  20,0	0,35	2 X 16,0	П,2	34,0  20,0	0,69  0,63
I	1- 1	—	3,25	“Г 30.45.5	4,65	0,35	4Х 4,0	5,6	0,2	4Х 4,0	3,2	8,8	0,37
II	11— 1			6,93	“Г 50.65.9	9,90	0,3	4X65	7,8	0,25	4 X 40	4,0	11,8	0,59
	II— 3	—	1,33	40.50.5	1,90	0,25	4 X 4,0	4,0	0,2	2Х 5,0	2,0	6,0	0,22
III	III— 3			5,04	““ 50.65.5	7,20	0,35	4Х 4,5  2 X 12,0	6,3	0,2	4Х 4,0	3,2	9,5	0,55
	III - IV	—	4,60	7У- 50.65.5	6,56	0,35		8,5	0,2	2 X 12,0	4,8	13,3	0,35
	IV— 3	7,67			“Г 30.45.5	10,96	0,3	2 X 13,0	7,8	0,2	2Х 9,5	3,8	11,6	0,66
IV	IV — III		28,75	1/2 I 34	41,10	0,5	2 X 25,0	25,0	0,5	S = 18,0	18,0	43,0	0,67
	IV— V	1,78	0,30	40.50.5	2,56	0,35	2Х 9,0	6,3	0,2	2Х 8,0	3,2	9,5	0,19
V	V —IV	1,78	0,30	~1 Г 40.50.5	2,56	0,35	2Х 9,0	6,3	0,2	2Х 8,0	3,2	9,5	0,19
	V —VI	—	2,41	50.65.7	3,06	0,4	2Х 9,0	7,2	0,2	2Х 9,0	3,6	10,8	0,22
VI	VI- V			2,41	“Г 50.65.7	3,06	0,4	2 х 9,0	7,2	0,2	2Х 8,0	3,2	10,4	0,23
	1-0	23,33			50.65.9	33,40	0,75	2 X 15,0	22,5	0,4	4Х 7,0	11,2	33,7	0,69
I	1- I		3,25	“Г 30.45.5	4,65	0,35	2Х 9,0	6,3	0,2	2Х 9,0	3,6	9,9	0,33
	I- II	—	6,93	“Г 30.65.9	9,90	0,6	2Х 6,0	7,2	0,25	4Х 4,0	4,0	И.2	0,62
	3— II			1,33	ПГ 4050.5	1,90	0,35	2Х 6,0	4,2	0,2	4Х 4,0	3,2	7,6	0,18
3	3-III	——	5,04	-j- 50.65.5	7,20	0,3	2Х 9,0	5,4	0,2	2Х 9,0	3,6	9,0	0,56
	3-IV	7,67	—	Пг 30.45.5	10,96	0,4.	2 X 10,5	8,4	0,2	2Х 9,0	3,6	12,0	0,63
Стык	3- 3	22,3	—	1/2 I 24	31,86	0,67	1 X 29,0	20,3	0,5	2 X 14,0	14,0	34,3	0,65

3.	Соединение составных поперечных
сечений стержней

а)	Общие сведения

Отдельные элементы составных сечений, которые
свариваются друг с другом не сплошь, должны
в промежутке между углами на известных расстояниях
связываться между собою. Благодаря такой сварке
в сжатых стержнях устраняется возможность
продольного изгиба отдельных частей и целого
стержня. В растянутых стержнях соединение не-
обязательно; практически же такое соединение
делают для того, чтобы избежать дребезжание и
выгиб при перевозке и установке.

Ь)	Соединение растянутых стержней

При изготовлении составного профиля таврового
сечения обе части должны быть между собою
связаны. В общем случае, когда не требуется за-

зонтально лежащая полоса должна быть соединена
сплошь с полосой стенки и, кроме того, сплошное
соединение должно быть произведено в пределах
узла. Такое же соединение должно быть осуще-
ствлено для промежуточных узлов при большой
разнице в усилиях.

В растянутых стержнях из 2	|_ - или 2 |~~ -

расстояние между соединительными планками или
прокладками может быть от 1,0 до 2,0 м. Способ
соединения ясен из рис. 33Z>. Целесообразно
также устройство планок или прокладок непосред-
ственно у узлов (см. способ образования фермы
на табл. 4 и 5).

с)	Соединение сжатых стержней

В то время как соединение между собою от-
дельных частей растянутого стержня производится
на основании лишь практических соображений,
при соединении отдельных частей сжатых стержней

1-

РЕБРА ЖЕСТКОСТИ

вевквиочный шов

— I —Z,-^ZZ0-**Z

’*4*’ -4?— z

L.

ПРИХВАТОЧНАЯ С8АРНА
(В ШАХМАТНОМ ПиРЯДНЕ)

е= or г Одо 2.0 н——е* or 10 до 20м

Рис. 33. Связь составных растянутых стержней.

а—соединение составных стержней таврового сечения; Ъ— соединение
2 j_ или 2 j_.

Рис. 34. Соединение сжатых составных стержней.

а—соединение составных стержней таврового сечения; Ъ— соединение
2,~ или 2 д_.

щищать от влияния непогоды, эта связь осуще-
ствляется с помощью шпоночных швов. В Т.У. и Н.
для сооружений о шпоночных швах совершенно
не упоминается. Для мостов же имеется предписание,
что в растянутых стержнях наибольшее расстояние
в свету /о шпоночного шва не должно превышать
10-кратной толщины наиболее тонкой части. В со-
оружениях расстояние, данное для мостов, должно
быть удвоено, т. е. /0 должно быть принято равным
20 8Ш1П. При устройстве шпоночной сварки в шах-
матном порядке, как это указано иа рис. 33, свароч-
ный материал сберегается еще больше. Необходимо
однако отметить, что на концах стержней гори-

требуется обоснование статическим расчетом. Со-
гласно Т.У. и Н. от 25 февраля 1925 г. при составных
стержнях гибкость (ХЦ отдельных частей или эле-
ментов не должна быть больше гибкости (X) целого
стержня и не больше чем 30. Если гибкость от-
дельных элементов будет больше 30, то прочность
стержня должна быть проверена (например по
способу Энгессера, Крона, Мюллера-Бреслау; см.
т. I). В качестве расчетной длины на продоль-
ный изгиб при шпоночном шве может быть вы-
брано расстояние в свету /0 между шпонками, а при
накладках расстояние между краями накладок Zj
(рис. 34). Например для составного стержня
Таблица 5. Узлы фермы с соответствующим расчетом соединения стержней

			Усилия							Сварные		ШВЫ			О X
Узел		U JSC X V X X св S	+ 1	т	Сечеьие стержня		Л:в	Толщи- на/ni см	Длина  11 см	лощадь Fi см2	олщина тг см	Длина /2 см	« w	бщая лощадь ^СВ CM2	;йствител! спряжение т/см*
1		X С								Е	н		С I?	О =	
			22,0	—	с 100.8  “Ч 80.12		31,43	0,6	S 35,5	21,0	0,8	1X26,0	20,8	41,8	0,53
					Поверхность прилегания		21,00	0,35	4X15,0	21,0	—	—	—	21,0	0,53
I		1-1			2,3	“1Г	30.45.5	3,28	0,2	2X10,0	4,0	0,2	2Х 5,5	2,2	6,2	0,37
		1—>			2,3	_| г	30.45.5	3,28	0,2	2Х 7,0	2,8	0,2	2Х 4,0	1,6	4,4	0,52
1		1-И	3,2			“I г	30.45.5	4,57	0,35	2Х 5,0	3,5	0,2	2Х 4,5	1,8	5,3	0,61
		И—1	3,2		~1 г	30.45.5	4,57	6,2	4Х 5,0	4,0	0,2	2Х 5,5	2,2	6,2	0,52
п		II—2			4,6	-||-	50 65.5	6,57	0,3	2Х 9,0	5,4	0,2	2Х 6,0	2,4	7,8	0,59
		П-З	3,2			“1 г	30.45.5	4,57	0,2	4Х 5,0	4,0	0,2	2Х 5,5	2,2	6,2	0,52
		2—11	—	4,6	П !	50.65.5	6,57	0,35	2Х 7,0	4,9	0,2	2х 5,0	2,0	6,9	0,67
2 .		2-3	7,7		.	J L	30.60.5	11,0	0,35	2X12,0	8,4	0,2	2X12,0	_ 4,8	13,2	0,58
		2-2	11,6			J L	30.60,5	16,57	0,35	11 34,0	П,9	0,25	2X13,0	6,5	18,4	0,63
III		III—3			2,3	л Г	30.45.5	3,28	0,2	2ХЮ,0	4,0	0,2	2Х 5,5	2,2	6,2	0,37
		З-П	3,2			П г	30.45.5	4,57	0,3	2Х 6,0	3,6	0,2	2Х 4,5	1,8	5,4	0,59
3 1		3— III			2,3	-| Г	30.45.5	3,28	—	—	—	0,5	2Х 4,0	4,0	4,0	0,58
		IV—III	—	11,4		160.10	16,28	0,4	2X13,0	10,4	1,0	1X14,0	14,0	24,4	0,47
		IV-3	10,9	—	1 X	120.8“	—	—	—	—	—	—	—	—	
					-| [“ 30.65.5		15,57	0,35	2X14,5	10,2	0,2	4Х 7,5	6,0	16,2	0,67 |

А. Гр<гор.
верхнего пояса фермы таврового сечения по табл. 4
расстояние в свету получается следующим образом:
iy горизонтальной полосы 60-10

1,03-16,0
12

1,0-16,0

0,289 см;

iy вертикальной полосы

0,8’-12,0

12
0,8-12,0

0,231 см;

Zo = 30Zmin = 30-0,231 = <*> 7 см.

Кроме того, составным стержням из полос целе-
сообразно придавать жесткость посредством на-
варки поперечных ребер, как это указано на рис. 34а.
Сварка полос в пределах узлов должна происходить
так же, как это указывалось в части Ь.

На рис. 34Z> показаны связи двух далеко отстоящих
друг от друга L - или Е - профилей. Обозначая
через наименьший радиус инерции отдельного
стержня, мы получим свободную длину продольного
изгиба отдельного стержня Z1=30Z1.

Определение 1Х по способу Энгессера дано в
части А, 4 пятой главы, где одновременно произ-
веден и расчет накладки планки и ее сварного со-
единения.

В. КОНСТРУКЦИИ СО СПЛОШНЫМИ СТЕНКАМИ

1.	Общие сведения

При возведении современных зданий и каркас-
ных сооружений все большее и большее примене-
ние находят конструкции со сплошными стенками.
О конструкции жестких узлов будет говориться
более подробно ниже; что же касается способов
устройства отдельных деталей конструкций со
сплошными стенками, то о них можно будет по-
лучить сведения в перечисленных ниже главах и
разделах:

а)	об опорах

Во второй главе, разд. А, 2; в третьей главе
разд. А, 1; в четвертой главе, разд. А, 1 и В, 1;

Ъ)	о жестких и шарнирных соединениях

В третьей главе, разд. 7 и 9;

с)	о конструкции сварных балок

В третьей главе, разд. В.

2.	Расчет и конструкция узлов
жестких рам

а) Общие сведения

Рис. 35 дает представление о распределении сил
в простых углах рам с изогнутцми стыковыми
накладками на полках.

Если момент в узле рамы отрицательный
(рис. 35а), то верхняя накладка работает на рас-
тяжение, а нижняя на сжатие. Точка перегиба
накладки прочно удерживается в месте перегиба,
так как от действия приложенных к накладке сил
St и Ss в месте перегиба образуется сила, кото-
рая и прижимает эту точку к полке.

Таким образом ребро жесткости, устроенное
между верхней и нижней точками перегиба, под-

вергается действию сжатия. Обозначая через а
половину угла излома рамы, найдем величину
силы V:

V — 2 S cos а.

Иначе действуют силы при положитель-
ном узловом моменте (рис. 35b); здесь верхняя
накладка сжата, а нижняя растянута. В соответствии

Рис. 35, Направление сил в узлах рамы.

а—отрицательный момент (— Л1); Ь—положительный момент (-{- АЗ).

с этим на ребро жесткости будет действовать
растягивающая сила V. Для того чтобы обе на-
кладки заставить работать, необходимо их соответ-
ствующим образом соединить со стержнем для вос-
принятия силы равной V. В общем случае длины
сварных швов в месте перегиба обычно нехватает
даже и тогда, когда накладка рассчитывается как
жестко заделанная по длине от 3 до 8 см. Также
недостаточно бывает в большинстве случаев и про-
резных швов или круглых отверстий, так как
действующая на отрыв сила V передается на полку
или на ребро жесткости.

Необходимо указать также на ослабление накла-
док прорезями. Для углов излома рамы меньших
чем 2а = 140tf (2d, рис. 35) целесообразнее избрать
другой способ образования узла, указываемый ниже.

После изложения предварительных сведений о рас-
положении сил в узле рамы ниже будут рассмот-
репы более подробно некоторые из конструкций
узлов.

При отрицательном моменте в узле и при угле
2а,.'большем чем 140°, возможен способ образо-
вания узла, указанный на рис. 37. .Стержни рамы
из двутавров примыкают с двух сторон к попе-
речному стыковому листу (диафрагме); полки балки
при этом соединяются с поперечной диафрагмой
стыковыми швами, а стенки — угловыми швами.
Недостающие для полного стыка элемента соеди-
нения дополняются накладками на полках. При
расчете стыковых швов необходимо принимать во
внимание не только нормальные напряжения от
нормальной силы и момента, но также и дополни-
тельные напряжения от действия перерезывающей
силы и силы V, передаваемой от изогнутой на-
кладки (рис. 37 d). При соединении стенки сила V,
наоборот, не оказывает никакого действия, так
как каждая из сил, действующих на верхнюю и

Рис. 36. Узлы рамы. Положительный момент,
п—фасад узла рамы; b—сечейие л—с—вид сверху.

нижнюю накладки, равны между собою и уравно-
вешиваются поперечной диафрагмой. Толщина
диафрагмы должна быть выбрана соответственно
толщине сварных швоз или действующей силе.
Стыковые накладки полок должны быть рассчитаны
на действие силы S.

На рис. 38 можно видеть узел рамы, в котором
предусмотрено устройство лишь одной сквозной
диафрагмы. Соединение стержней с диафрагмой про-
изводится по всему сечению стержня как с пол-
кой, так и со стенкой балки, с помощью угловых
швов.

Так как сила V воспринимается непосредственно
как иа растяжение, так и на сжатие, то конструк-
ция стыка может быть применена как при дейст-
вии положительного, так и отрицательного момента
в узле. Вследствие ограничения толщины сварного
шва (/ПдОп = 0,707 Smm) и малого допускаемого

напряжения на угловой шов (тсв = 0,5 /?3) стык
стержней может быть использован не полностью.
Поэтому способ образования такого узла применим

Рнс. 37. Узел рамы со сквозной диафрагмой и стыко-
выми накладками на полках может воспринимать лишь
отрицательные моменты. Отрицательный момент.

а—фасад узла раны; Ь— сечение а—а; е— сечение с—5; d— детали.

лишь при напряжении стали в узле до lfim/см2.
При этом поперечная сила в узле в противополож-
ность стержням рамы оказывает заметное влияние
на прочность соединения и должна учитываться

Рис. 38. Узел рамы со сквозной диафрагмой и угловыми
швами по всему периметру стыка.

Применяется как при положительном, так и при отри-
цательном моменте в узле.

а—фасад уала рамы; Л—сечение а—а-, с —сечение а—Ь\ «/—детали.

при расчете. Небольшое улучшение имеющего попе-
речного сечения, которое держится исключительно
на сварочном материале, получается за счет увели-
чения высоты соединения вследствие косого сече-
ния балки: уширяя полки стержней в месте стыка
небольшими листами, соединенными с полкой сты-
ковыми швами (рис. 73), можно и при этом
способе достичь образования полного стыка.

Рис. 39. Два узла рамы, могущие воспринимать как положительный, так и
отрицательный моменты.

а—фасад узла рамы; Ъ—сечение а—а\ с—вид сверху; d^-~ фасад узла'рамы, «—сечение ₽—•₽;
/—сечение а—Ь.

Необходимо обратить внимание, что прочность
угловых швов с углами шва, большими и меньшими
чем 90°, ниже прочности швов с углом в 90°
(рис. 38af), а потому способ стыка, указан-

ный выше, рекомендуется применять при углах
излома рамы больших, чем 140°.

Рис. 39 указывает на два способа образования,
узлов рамы, которые могут воспринять как поло-
жительные, так и отрицатель-
ные моменты. На рис. 39а на-
кладки полок усилены наваркой
ребер жесткости, а потому сила
V может быть принята дей-
ствующей равномерно по всей
длине соединения.

Величину момента, восприни-
маемого усиленной накладкой,
можно принять приблизительна
равным

М = —Se
О

и нормальную силу

N = S sin а.

На" рис. 39бГ указан способ
устройства жестких краев полок
в узле рамы; здесь сила V мо-
жет быть воспринята особыми

растянутыми или сжатыми стер-
жнями. Диафрагмы в таких уг-
лах могут выступать над пол-
ками так, что повсюду можно
будет обойтись лишь одними
угловыми швами.

Иной способ образования угла дан на рис. 40;
в этом способе растянутая полка двутавра остается
неразрезной. В то время как узел, представлен-
ный на рис. 40а, соответствует лишь отрицатель-

Рис. 40. Два узла рамы со сплошной растянутой полкой; а соответствует только отрицательному н узел d для
восприятия как положительного, так и отрицательного моментов.

а—фасад узла рамы; Ь—сечение а—а; с—вырез балки; d—в»*д узла рамы;^«—сечение'р—₽$	дополнительный вкладыш;’надрез балки.
иску моменту, угол, представленный на рис. 40rf,
.может быть применен для воспринятия как поло-
жительного, так и отрицательного момента.

Конструкция узла, изображенного на рис. 40а,
возможна потому, что из цельной балки удаляется
заштрихованная часть ее (рис. 49с). Для того
чтобы при вырезке части балки не повредить не-
разрезной полки, непосредственно около полки
просверливают отверстие. После того как произве-
ден вырез части балки, место выгиба верхней полки
нагревается острым пламенем до темнокрасного
паления и части балки прижимаются одна к другой-

Теперь остается лишь проделать остальную часть
работы согласно рис. 40а.

При устройстве узла согласно рис. 40&, сжатая
полка и стенка нагреваются в соответствии с рис. 40/
и соответственно выгибаются. В образовавшееся
после отгиба балки отверстие вваривается затем
вставка, состоящая из листа стенки и изогнутой
накладки полки (рис. 40g.)

В общем случае при углах излома рамы меньше
130— 140°, указанные, выше способы изготовле-

Рис. 41. Узел рамы с вкладышем; может воспринимать
только отрицательный момент.

а — сеченне; b — фасад узла рамы.

ния становятся нецелесообразными. В таких слу-
чаях лучше всего прибегать к усилению жесткости
узла или добавлению закругленной вставки. По-
следние способы образования узла приводятся ниже
при разборе числовых примеров.

На рис. 41 представлен простой узел рамы.
Конструкция такого узла чрезвычайно экономична
при действии в узле отрицательного момента и при
угле излома рамы около 90°. Вертикальные стойки
срезаются ровно, в горизонтальных же ригелях
вырезывается стенка и нижняя полка, в то время
как верхняя полка остается нетронутой и привари-
вается непосредственно к полкам и стенкам стойки.
Силы, действующие на соединение, могут быть
чрезвычайно легко определены: момент в каком-либо
сечении а —а может быть заменем парой сил £
с плечом С, равным расстоянию между серединами
верхней и нижней полок. Сила So по правилу вос-
принимается с помощью сварных швов, а нижняя
сила S* передается непосредственно через сжатый

вкладыш на полку стойки. При значительных силах
как полка, так и стенка балки, должны быть уси-
лены ребрами жесткости. Об этом способе обра-
зования узла более подробно будет изложено
в четвертой главе.

Ь) Числовой пример

а) Общие сведения

Ниже приводится поверка прочности узла рамы
изображенного на рис. 42. Все данные задачи
(размеры, поперечные сечения, моменты, нормаль-
ные и поперечные силы) дайы на рисунке. Так как
действующий момент положителен, а угол излома
рамы небольшой, то, на основании сказанного
в предшествующей части, накладка в верхней полке
не делается; сила V при таком резком переломе
была бы чрезмерно велика. Для усиления сечения
стыка выполненного исключительно сваркой, к ниж-
ней полке стержней привариваются дре узловых ко-
сынки. Момент сопротивления, таким образом,
увеличивается настолько, чтобы напряжения в сты-
ковых швах не превышали допускаемые.

Проверка прочности производится в двух сече-
ниях (а — а и 3 — 3). Угол излома рамы 2 а со-
держит 115°, а половина угла а = 57° 30'.

р) Поверка сечения а — а

1)	Расчетные величины:

Момент Л1=2950 т-см, нормальная сила
N=12m, перерезывающая сила Q = 5m, Пере-
резывающей силой можно пренебречь, так как она
оказывает незначительное влияние на напряжение
сварного соединения, тем более, что в стыке име-
ются две узловые косынки.

2)	Расчетные сечення:

Расчетное сечение, показанное на рис. 42<Z,
состоит из 2 стыковых, 2 угловых сварных швов
и 2 узловых косынок. Сварные швы мыслятся со-
вмещенными с плоскостью диафрагмы (рис. 4 2d).

Z7—Fсв+ 2 листов — 314 СЛ43

Jx— 149 500 сж4,
1Го = -1^- = 4558

СМ3

Wu =

149500

32,2

==4643

CM3,

3)	Действительные напряжения;

М
W

12,0 2950

314 4558

—0,038—0,647—

S — 0,69 т/см1.

N.M	12,0 .2950

Fly-	314 । 4643“

= — 0,038 4- 0,635	— 0,60 mlcM*.

12,0 .	2950 14 2_

314"i 149500	’

= — 0,038 + 0,28	0,24 mlcM*.
Рис. 42. К расчету жесткого узла рамы.

О—имена сплошного сечения обрешеткой; Ъ—фасад уала ремы; с—эпюра моментов; d—сечение а—а; е — эпюра напряжений; /— поперечное
сечение 0—₽; g— сечение а—&; Л—присоединение широкополочной балки к диафрагме; /—соединение узловой косынки.

Из рис. 42Л можно видеть, что найденные напря-
жения тсв сварных швов имеют значительную вели-
чину; так, например, для верхних сварных волокон
напряжение, действующее под прямым углом к се-
чению ос—а

т1св =тОсв sin ос = 0,69 -0,843 = 0,582 т1см2.

Напряжение, действующее по направлению се-
чения а— а

^гсв == ^осв cos ос = 0,69-0,537 ——0,371 т/см2*

и отсюда суммарное напряжение получится

тосв = 1/0,58224-0,3712 = 0,69 т/см?.
7) Поверка сечения р — р

1)	Расчетные величины:

Момент 7И = 2890 tn-см. Нормальная сила
N= 12 т.

2)	Расчетное сечение узла:

Расчетное сечение узла, указанное на рис. 42/,
состоит из верхней полки и стенки двутавровой
балки, двух узловых косынок и одного стыко-
вого шва.

F = FCB + 2 листов = 287 см2,
J= 111 100 см\

1Го = ^^ = 3885 см2,

U7u = ^-° = 3779 ^.

3)	Действительные напряжения:

_	N	М _	12,0	2890

т°св —	г	В70 —	287	3885

— 0,744 — — 0,79 mJ см2,

N	М	12,0 . 2890 _

F	Wu~	287 “Г 3779—

0,042 +

4- 0,765 s+ 0,72 mJ см2.

_	N j М	12,0 । 2890

Чв—	f । j У—	287 ‘111190- ’

= — 0,042 + 0,297	+ 0,26 mJcM2.

8) Соединение узловых косынок

Ребра жесткости имеют напряжения у узла
+ 0,26 и в иижних волокнах+ 0,72 mJ см2. Наи-
большая связующая сила S, действующая на по-
лосу высотою в 1 см, будет:—S= 1,0-£-ашах =

= 1,0-2,5-0,72= I,8 т.

Длина соединительного сварного шва, соответ-
ствующая ширине узловой косынки в 1 см
(рис. 42г), будет

1,0	1,0	, сс

=	= 1,66 СМ.

COS а 0,537

Как было объяснено уже раньше, не требуется
производить разложение силы S на направление
нормальное и касательное к плоскости соединения:

т~2- 1,66Scb = 2-1,66-0,7 ==0’77 см-

Так как расчет произведен с известным допу-
щением (точного исследования произвести не пред-
ставляется возможным), то из предосторожности
принимаемт= 1,2 см (/пдоп = 0,707-25 = 17,7мм).

Кроме того для лучшего укрепления соединения
сварные швы наплавлены на наружных краях ко-

-’’сынки, так как в этом месте чрезвычайно велика
опасность отрыва (рис. 42 g и г).

е) Поверка прочности диафрагмы

Диафрагма работает как стойка; на нее дей-
ствует сверху растягивающая сила Vo, которая
определяется следующим образом (рис. 42г/ и ё):

Vo = 2 ( 2,6 • 27,0 • .°-69 + °’64_|.

+2-1,0-32,1-^) cosa = 72,0 т.

Диафрагма должна быть надлежащим образом
закреплена с низом узла рамы. Противоположная
растягивающая сила частью воспринимается сварным
соединением диафрагмы со стержнем, частью же
узловыми косынками.

Сила Vai, которую воспринимает нижнее сварное
соединение, определяется следующим образом
(рис. 42е).

V.1 = 2(2,6.27.?+4!’ +

+2,01,0.9,7- + cos я = 17,4 т.

Сварные швы узловых косынок воспринимают
разницу между Vo и VU1.

Vu2 = Vo — VU1 = 74,0 — 17,4 = 56,6 m.

Сила V? распределяется через стенку балки по
направлению к сварным швам узловых косынок,
откуда уже распределенные силы изменяют свое
направление и уравновешиваются силами ^дей-
ствующими в узловой косынке.

Хорошее представление о распределении сил
дает верхний рис. 42a, в котором сплошное
сечение заменено воображаемой решетчатой схе-
мой. Различные толщины линий указывают иа
разницу в усилиях.

В узлах рамы без узловых косынок распределе-
ние сил происходит соответственно нижнему рис. 42a;
здесь особенно ярко подчеркивается значение
диафрагмы как стойки.

В нашем примере на диафрагму действует растя-
гивающая сила в 74,0 т. Лист диафрагмы избран
размерами 2,5-32,0 см с F = S0,0 см2

О = йб = 0-93 т/см"‘

8) Разбор примера

Расчет стыка при действии отрицательного мо-
мента .производится так же как и только-что про-
изведенный расчет с положительным моментом;
в этом случае силы получают лишь обратные зна-
чения.
Рис. 43. Узел рамы с закругленной дополнительной вставкой,
а—фасад узла рамы; Ь—поперечное сечение а—а\ с—сечение а—b\ d—замена сплошного сечения решеткой.

При действии отрицательного момента, можно
путем устройства стыковой накладки на верхней
полке балки достичь значительного улучшения
работы узла. Центр тяжести сечения стыка
передвигается вверх и выравнивает таким об-
разом напряжения в верхних и нижних стыковых
швах.

На рис. 43 представлен другой спо®б образо-
вания узла. Узел рамы сконструирован при одина-
ковых условиях расчета с только-что рассмотренным
примером.

Балки разрезаны под прямым углом и между
ними помещена закругленная вставка с накладками.
Этот способ изготовления значительно яснее
в статическом и конструктивном оа-ношении по
сравнению со способом, указанным на рис. 42.
Соответственно рис. 43rf здесь действуют мень-
шие силы, так как закруглением узла избегается
резкий перелом накладки. При таком способе при-
соединяемые стержни могут быть использованы
полностью. Расчет стыка бупет произведен в раз-
деле А, 7 третьей главы.

С. ПРОГОНЫ

1.	Укрепление прогонов

а)	Соединение прогонов со стропильными
фермами

На рис. 44 указаны различные способы соеди-
нения прогонов с фермами. При всех способах,

соединение упоров с верхним поясом фермы осущест-
вляется с помощью сварки, в то время как соеди-
нение самих прогонов с этими упорами осущест-
вляется с помощью болтов. Все прогоны, за исклю-
чением случая d, проходят над фермой, не преры-
ваясь. В прогонах, которые имеют стык над фер-

Рис. 44. Различные способы укрепления прогонов.
мами, целесообразно ввести особую стыковую на-
кладку подобно изображенной на рис. 44(/.

Соединение, указанное на рис. 44а, состоит
из двух отрезков полосового железа, сваренных
между собою в виде тавра. Устройство, подобно
указанному на рис. 44й, употребляется только
тогда, когда верхний пояс состоит из 2 | или
2 На рисунке с в качестве средства соедине-
ния избрано квадрантное железо и на рисунке I
изогнутое полосовое железо. Устройство по спо-
собу d является нормальным способом укрепления
с помощью болтов.

Рис. 45. Устройство опор
прогонов прн крутых
крышах.

На рис. 45 указано еще одно устройство опоры
прогонов, которое применяется при большом угле
наклона крыши и больших сечениях прогонов. Части
опоры из полосового железа привариваются к про-
гону в мастерской, а на месте постройки произ-
водится соединение их с поясом фермы при помощи
болтов.

Ь)	Укрепление прогонов на наносных
фермах вальмовой крыши
(Gratbinder)

При помощи сварки можно весьма просто произ-
водить также соединение скошенных концов про-
гонов.

Если сварка производится на месте постройки,
то- вполне достаточно приварить концы прогонов
к стенке накосной балки или же к косынке, при-
варенной угловыми швами к верхней полке накосной
балки.

Если же на месте постройки должно быть про-
изведено соединение с помощью болтов, то
к лобовой части косо срезанных прогонов при-
варивается полосовое железо, которое в свою
очередь соединяется болтами или с накосной бал-
кой или с косынкой.

На рис. 46 дано графическое решение соедине-
на i прогонов с накосными фермами или стропилами.

Рис. а дает схему стропильных связей; с помощью
этой схемы определяются уклон главных и валь-

мовых скатов, а по этим двум уклонам—-и уклон
накосных стропил.

После того как найден уклон верхней поверх-
ности крыши, а также после того как установлены
толщина кровли и поперечное сечение прогонов,
вычерчивают вначале нормальное сечение' прогонов
главного и вальмовых скатов (рис. Ъ и с). При
этом исходят от горизонтальной оси, которая носит
название „горизонтальная исходная ось". От этой
оси через исходную точку А проводят под опреде-
ленным углом наклона линию, соответствующую
верхнему краю кровли, и вычерчивают толщину
кровли и поперечные сечения прогонов.

Затем наносят план соединения прогонов (рис. d).
Из точек схемы рис. b и с опускают на гори-
зонтальную исходную ось перпендикуляры. В точке
пересечения А обоих перпендикуляров в плане
наносят положение накосной фермы, известное из
рис. а, и вычерчивается как ширина накосной
фермы или верхнего пояса ее, так и толщина
косынки и соединительной планки. С целью наилуч-
шего осуществления соединения между косынкой
и соединительной накладкой, можно оставить зазор
в 2—3 мм, который затем выравнивается с помощью
шайбы. Необходимо иметь в виду, что при уста-
новке частей конструкции почти всегда приходится
что-нибудь доделывать. Расположение прогонов в
в плане, как это показано пунктирными линиями,
находится посредством восстановления перпенди-
куляров, согласно рис. b и с.

Теперь получаются действительные косые сече-
ния прогонов, представленные на рис. d. Прогоны
будут просто совмещены по всей высоте или
ширине балки. Ход построения очевиден из рис. f.
Косое сечение вальмового прогона (рис. g) за недос-
татком места вынесен и повернут на 90°.

Для определения размеров косынок, соединитель-
ных накладок и положения сварных и болтовых
соединений, необходимо вычертить вид соединения
прогонов (рис. е); это и будет действительный вид
узла накосной фермы. Параллельно с направлением
накосной фермы, в плане опять вычерчивают
вначале горизонтальную исходную ось; затем из
точки А рис. d опускают перпендикуляр на ось и
через точку пересечения А проводят линию под
углом наклона накосной фермы, известной на
рис. а\ затем на нормальных сечениях (рис. b и с)
вычерчивают на любом месте выносную ось, нор-
мальную к горизонтальной исходной оси. На вер-
тикальной выносной оси, параллельно уклону крыши,
сносят конструктивные точки прогонов и полу-
чают таким образом высоты у. Эги вертикальные
выносные оси переносят на план, а оттуда
(рис. d) на боковой вид (рис. е).

В плане находят положение вертикальных вынос-
ных осей на косых сечениях прогонов, так что
на боковом виде появляются действительные кон-
цевые точки прогонов. Проводя затем на фасаде
от конструктивных точек прогонов вертикальной
выносной оси линии, под углом накйона накосной
фермы, устанавливают отметки высот концов про-
гонов. Размеры ширины концевых точек прогонов
получают посредством опускания перпендикуляров

окончательно устанавливают их действительные
размеры. Положение действительной накладки из
полосовой стали получают посредством перенесе-

Рис. 46. Графическое определение крепления прогонов на иакосных стропилах.

а—схема стропильных свявей; ft—нормальное сечение прогона главного ската; с—нормальное сечение прогона пальмового ската; план соеди-
нения прогонов; d—план соединения прогонов/ „е—вид соединения прогоноь; /—косое сечсиие прогона главюго ската; g-косое сечение прогона
вальмового ската.

с плана (рис. d) до встречи этих перпендикуля-
ров с линиями высот на рис. е. Точки пересече-
ния устанавливают концевое сечение прогонов
в отношении бокового вида накосной балки.

Далее на боковом виде накосной балки вычер-
чивают косынку и соединительную накладку и

ния высоты полосы с вертикальной выносной оси
рис. с на рис. d и оттуда на рис. b или с; в этом
случае производится ход работы, обратный пред-
шествующему.

Устанавливая положение высоты накосной фермы,
необходимо заботиться о том, чтобы нижняя полка
прогонов находилась на одном уровне верхнего
края накосной балки. В плане рис. d точка со-
прикасания обозначена через х. Проводя на
рис. е от встречного угла прогонов и конечной
точки линию, параллельную горизонтальной исход-
ной оси (так как края прогонов повсюду идут
горизонтально), и перенося точку х из плана
с помощью перпендикуляра с линией пересечения,
получим, что эта точка пересечения должна лежать
выше накосно* фермы.

Графическим путем определяются косые сечения
прогонов, присоединительная косынка и соедини-
тельная накладка для соединения с помощью сварки
и болтов. Ход работы понятен непосредственно
из рис. 46, он может соответственным образом
быть применен для любого случая.

балке в мастерской, так что подвесная балка при
сборке просто прикладывается и сбалчивается.
Сборка при шарнирах с двумя накладками из
полосового железа несколько труднее, так как
подвесная часть балки должна быть заведена между
обеими накладками.

Одна из опор подвесной балки посредством
устройства продолговатого отверстия делается по-

ЮНБОЛЬМЯ БАЛКА] ПОДВЕСНАЯ БАЛКА

2.	Шарниры для балок Гербера

На рис. 47 даны два способа шарнирного соеди-
нения прогонов: один с помощью полосового
железа и другой с помощью уголкового железа.
При соединении с помощью полосового железа
можно наложить лишь угловые швы по трем сто-
ронам, так как соединение происходит с двух
сторон. При одностороннем соединении с помощью
уголкового железа возможно наложение угловых
швов по четырем сторонам, что является без-
условно выгодным в статическом отношении.

Шарнир с накладкой из уголкового железа прак-
тичнее: уголок может быть приварен к консольной

Рис. 47. Два шарнира балок Гербера.

Рис- а.—с накладкой из полосового желева; рис. Ь—с
накладкой из уголкоаого железа.

движной, в то время как другая опора — непод-
вижной шарнирной, так как имеет круглое
отверстие.

Расчет шарнирных соединений производится
в разд. А, 9 главы третьей.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ

БАЛКИ

А, СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ ПРОКАТНЫХ БАЛОК

1. Расчет и конструкция опор балок

на стенах

Так как длина L или ширина плиты В известна
или одна из них заранее задается, то

а) Общие сведения

Для определения размеров, опоры балки необхо-
димо знать как величины поперечного сечения
балки и опорной реакции, так и величины допу-
скаемых давлений на несущую стену. Опорное да-
вление принимается равномерно распределенным по
всей площади опоры. Такие допущения в свою
очередь предъявляют требование безукоризненного
устройства опоры.

Рис. 48. Плоская опора.
В целях повышения мо-
мента сопротивления в
сечеиии а2—а2 плита сое-
диняется с балкой при
помощи сварных швов.

Рис. 49. Плоская опора из соединенных в одно целое
отдельных частей плиты.

Принятые обозначения (рис. 49)

А— реакция опоры, L — длина плиты или опоры,
_В — ширина плиты или опоры, F— площадь опо-
ры =£В, k — допускаемое давление на несущую
•стенку, у — свободный вынос плиты, 3 — толщина
плиты, М — наибольший изгибающий момент сво-

К v3

бодной части полосы плиты шириною в 1,0 см = —~~
W—момент сопротивления вырезанной полосы
1 „	83-1,0

шириною 1 СМ = —£—

Общепринятые основные формулы

Действительное напряжение от изгиба свободной
части плиты будет

йу2

а — М	_ Лу26 _ ЗАу2

"IP S2l,0	822	82

6

а отсюда получаются наибольшие допускаемые рас-
стояния:

при = 1200 кг/см2:	у = 8 1/

Давление на стену — k^-j-д-

при = 1400 кг/см*:

j/ = 8
^5

Если расстояние у заранее установлено, то наи-
меньшая допускаемая толщина плиты будет:

при 7?z = 14OO кг/см2:

при 7?г = 1200 кг/см3:

В табл. 6 приведены допускаемые расстояния у
или требуемые толщины плит 8 для различных,
давлений k на стену.

Таблица 6. Допускаемые расстояния у (рис. 48)

Напряжение стали а = 1,4 micM2

	Толщина плиты 5 мм	Допускаемые длины у в мм при нижеуказанных давлениях «на несущие стены в кг/см1.								Толщина плиты 1мм	Допускаемые длины у в мм при нижеуказанных давлениях к на несущие стены в кг/сж2.							
		7	10	14	18	20	25	35	40		7	10	14	18	20	25	35	| 40
	10	82	68	57	50	48	43	37	34	30	245	205	173	153	145	130	ПО	102
	11	90	75	64	56	53	48	40	38	31	253	211	179	158	150	134	113	106
	12	98	82	69	61	58	52	44	4.1	32	262	218	184	163	155	138	117	109
	13	106	89	75	66	63	56	48	44	33	270	225	191	168	159	143	121	113
	14	114	96	81	71	68	60	51	48	34	278	232	197	173	164	147	124	116
	15	123	102	87	76	73	65	55	51	35	286	239	202	178	169	151	128	120
	16	131	109	92	82	77	69	59	55	36	294	245	208	183	174	155	132	123 .
	17	139	116	98	87	82	73	62	58	37	302	252	214	188	179	160	135	126
	18	147	123	103	92	87	78	66	. 62	38	311	259	219	194	183	164	139	130
	19	155	130	ПО	97	92	' 82	70	65	39	'319	266	225	199	188	168	143	133
	20	163	137	116	102	96	86	73	68	40	327	273	231	204	193	173	147	137
	21	172	143	121	107	101	91	77	72	41	335	280	237	209	198	177	150	140
	22	180	150	127	112	106	95	81	75	42	344	287	243	214	203	181	154	143
	23	188	157	133	118	111	99	84	79	43	352	294	248	219	208	186	157	147
	24	196	164	139	122	116	104	88	82	44	359	300	254	224	212	190	161	150 :
	25	204	170	144	127	121	108	91	85	45	368	307	260	229	217	194	165	154
	26	212	177	150	132	125	112	95	89	46	376	314	266	234	222	198	168	157
	п	221	184	156	138	130	117	99	92	47	384	321	271	239	227	203	172	160
	28	229	191	161	143	135	121	102	96	48	392	328	277	245	232	207	176	164
	29	237	198	167	148	140	125	106	99	49	400	334	283	250	237	212	179	167 
	30	245	205	173	153	145	130	ПО	102	50	408	341	289	255	242	216	183	17)

Ь) Непосредственное опирание балок
на стену

При сравнительно небольших опорных давлениях
балки могут укладываться непосредственно на стену
без опорной плиты, однако опорная длина при

этом не должна быть больше чем £=15,0-}-
0,5 h (в см), где h означает высоту балки.

Если при этой наибольшей длине опоры опор-
ная площадь будет мала, то ширину опоры В не-
обходимо увеличить посредством устройства одной
или нескольких опорных плит.
.с) Опоры с гладкими плитами (плоское
опирание)

а) Простая плоская опора

При устройстве простой опорной плиты соеди-
«ения балки с плитой сварными швами не тре-
буется, так как, если расстояние достаточно
(рис. 48), то в большинстве случаев также и рас-
стояние у2 остается в допускаемых пределах и без
-соединения балки с плитой. Лишь в отдельных слу-
чаях, при наличии балок из широкополочных
двутавров, момент сопротивления в сечении а2— а2
при устройстве свободной плиты становится недо-
статочным. В целях увеличения момента сопроти-
вления Ц7а2 балка и плита соединяются сварными
швами, как это показано на рис. 48. В этом слу-
чае толщина в сечении аг — а2 работает как одно
целое. Расчет сварных швов дается в следующей
'Части.

р) Сложная опорная плита

Если по расчету получается такая толщина опор-
ной плиты, что она требует укладки нескольких
листов, один под другим, то листы в таких плитах
соединяются между собою, исходя из расчетных
допущений, указанных на рис. 49. В плитах, где
листы не соединены между собою швами, момент

Срезывающее усилие в кг на 1,0 пог. см длины
будет

т_ SQ

1,0 J '

Значения букв при этом следующие (рис. 49 dj;
J — момент инерции наибольшего поперечного се-
чения плиты, относительно оси х— х, проходя-
щей через центр тяжести.

т »’ 1.0 t

S—статический момент соединяемой части
плиты, отнесенный к оси х—х, проходящей через
центры тяжести всей плиты: 5 = 5 1,0 у в см3.

Q — наибольшее усилие, действующее в сече-
нии а2 — а2 = ky2 в кг.

Если например общая толщина плиты § = 3,5 см,
а толщина отдельных листов 81==1,5 см и 32 = 2,0 см,
свободный выступ плиты у —16,0 см и дей-
ствующее напряжение в кладке стены под плитой
£=18 кг!см^ то соответствующие значения, от-
несенные к 1 см длины плиты, будут:

,	3,5’-1,0	„„	.

/ =----см >

S— 1,5-1,0-1,0=1,5 см3,

Q = 18,16 = 288 кг,

’Рис. 50. Плоская опо-
ра из трех соединен-
ных в одно целое ли-
стов с уступами по
всем сторонам.

1,5-288	.

'1,0-3,57 =121 KZ/CM-

Срезывающее усилие, передаваемое от первой
частй плиты ко второй, по всей длине плиты L
равное 30 см, выразится.

t = L = 121-30 = 3630 кг = 3,63 tn.

Наплавленный сварной шов имеет толщину
m =0,3 см и длину 1 = 18,0 см, а срезывающее
напряжение в нем

Тсв~ ml ~ 0,3-18,0 ~ 0,67 т^см ’

/?8св = 0,5 A>s =0,5-1,4 = 0,7 mi см2.

Для того чтобы получить равномерное распре-
деление давления на несущую стену, 1 уступы
в листах плиты делаются не только по ширине,
но и по длине. При таком способе устройства,

•сопротивления поперечного сечения плиты рав-
няется лишь половине момента сопротивления
плиты с соединенными листами.

Требуемые сварные соединения рассчитываются
следующим образом.

’Прим. ред. Эта мера может привести только
к уменьшению напряжения, но отнюдь не к равномер-
ному распределению напряжения, так как опорное сече-
ние балки при изгибе поворачивается.
длина плиты зависит не от высоты балки, а ис-
ключительно от правильного образования плиты.
Расчет сварных швов происходит так же, как и
в предшествующей задаче.

d) Плоские опоры с боковыми ребрами
жесткости

а) Общие сведения

При значительных опорных реакциях и при огра-
ниченной толщине стены или длине плиты L, сво-
бодный вынос плиты получается чрезмерно боль-
шим, а потому для уменьшения толщины плиты
необходимо предусмотреть устройство боковых
ребер жесткости, как это, показано на рис. 51.
Ребра жесткости, приваренные к стенке балки и
к плите, устраняют, возможность отгиба высту-
пающих концов плиты.

Р) Числовой пример

1)	Общие сведения

Балка из ~ 45 должна быть уложена на сгены
толщиною 38 см Д = 21 т и k =10 кг/см2.

Допускаемая длина плиты будет

L = 15,0-|-0,5А = 15,04-0,5-45 = 37,5 м.

Однако, чтобы избежать перенапряжения краев
стен, длина плиты принимается равной лишь 30 см.

Ширина плиты

о _ А 21000
° ~ LR~ 30,0-10

70 см.

Конструкция опоры представлена на рис. 51.
Для придания плите жесткости, с обеих сторон
балки привариваются по два ребра из полосового
железа толщиною в 10 мм.

2)	Действие сил

Часть опорного давления передается на плиту
непосредственно через нижнюю полку балки, а
через нее и на стенку:

А = ^20,0 = 6,0 т.

Остающаяся часть реакции опоры восприни-
мается четырьмя ребрами жесткости:

А2 = 21,0 — 6,0 = 15,0 т.

Каждое из ребер жесткости должно будет пере-
дать вертикальную силу от стойки балки на плиту:

3,75 т.

4	4	’

Если ребра жесткости имеют вид двойной ре-
шетчатой йонсоли, то вертикальная сила V раскла-

дывается на две силы (рис. b и d\. горизон-

тальную —

Va _ 3,75-22,5

С ~	29,0

= 2,91 т,

и наклонную —

Va 3,75-22,5
г ~	19,0	—

4,44 м.

3)	Присоединение ребер жесткости
к плите

Smin = 10 ММ, /Идоп = 0,707-10 = 7 мм,
/Идет = 3,5 ММ.

Наложено 4 шва длиною Z = 50 мм.

Рис. 51. Опора с боковыми ребрами жесткости.

Сварные швы таким образом будут подвержены
действию двух сил — вертикальной V и горизон-
тальной Н.

V 3,75	_	,

= т-7 = л а-4’ с п = 0,536 т см3,
св 4 ml 4-0,35-5,0	'	'	’

Н 2,91 п л 1 с 2
Х"св—4от/— 4-0.35-5,0~0,416 т1СМ •

Суммарное напряжение —

= У 0,53620,416» =0,68 т!см3.
4)	Соединение ребра жесткости
с вертикальной стенкой

Мы имеем здесь 4 шва толщиною zn = 3,5 мм
и длиною 1=50 jam, т. е. размеры совершенно
одинаковые, как и в только-что рассмотренном
случае; поэтому и здесь общее напряжение

тсв = 0,68 т/см1 2.

5)	Проверка прочности ребра жесткости

Нормальная сила 5 (согласно разд. 2) = — 4,44 м.
Полоса железа 200-10 имеет площадь F—20,0 см2

4 = j2~ = 1,67 см4,

F ~ W = 0,29 См'

Средняя расчетная длина S* — 38 см.

Sk 38

Гибкость X = у = Q^2g — 131
и коэфициент /С2 = 4,061

SA's 4-44-4,06 n nn , ,
Одет — -jr =	200	= 0,90 ml СМ2.

Принимая за расчетную длину Sk длину внеш-
него края ребра жесткости, получим

К = ЙН173>

Къ = 7,08,2

4 *44 *7,08	1 г"т I *

одет = —2о;о’-- = 1,57т[см2.

6)	Поверка опорной плиты

Плита рассматривается как консольная балка

Рис. 52. Опорная плита с ребрами жесткости.

на двух опорах. Расстояние между опорами рав-
няется расстоянию между срединами ребер жестко-

1 Прим. ред. по Единым нормам строительного
проектирования

АГ3= -1 = 2,52.

1 ?

2 То же АГ3 = -у = 3,95.

сти и равняется 175л«лг; длина консолей равняется
(300—175) 1/2=62,5 мм.

Опорный момент для вырезки плиты шириною
в 1 см при &=10 кг/см2 будет

10,0- 6,25а	1ПС

М = -’-у— =195 кг см.

Момент по середине пролета для вырезки плиты
шириною 1 см'.

2И=^-(17,52 — 4-6,252) = 188 кг см.



Рис. 53. Простые опоры нз балок.

Момент сопротивления поперечного сечения вы-
резка плиты шириною в 1 см.

W= 1’°aR1’0 =0,167 см2.

Действительное напряжение

7)	Разбор примера

Ребра жесткости могут быть устроены так же
в средине плиты, как это указано на рис. 52.
Для придания опорной плите большей жесткости
между главными ребрами жесткости, и опорными
плитами добавляются еще второстепенные ребра
жесткости. Без такого усиления, при имеющемся
свободном выносе плиты в 150 мм и при &=10
кг/см,2 потребовалась бы толщина плиты 8=24 мм.
При усилении же четырьмя второстепенными реб-
рами жесткости, толщина плиты в 10 мм вполне
достаточна.1

Способ расчета главных и второстепенных ребер
жесткости аналогичен только-что рассмотренному.
О распределении сил дано объяснение в пятой главе.

1 Прим. ред. В данном случае мы имеем пла-
стинку, опертую по трем сторонам. Для получения точных
расчетных величин, можно воспользоваться решением
проф. Б. Г. Галеркннав его труде .Упругие тонкие
плиты1*, 1933 г.
е) Опорные плиты из балок

Устройство таких опор весьма рекомендуется,
так как они свободно могут заменить опорные
плиты из чугуна и литой стали. Применение обрез-
ков балок, кроме того, выгодно в хозяйственном
отношении.

Конструкция, указанная на рис. 53, дает простое
решение по увеличению наиболее надежным спо-
собом ширины опоры В. Путем включения цент-

рирующей планки Ь опорная реакция А пере-
дается центрально от балки а на опорную балку с.
Центрирующая планка b соединяется с опорной
балкой с помощью угловых швов. Увеличение
площади опоры достигается прикреплением с по-

Другой способ устройства опоры показан на
рис. 54. Здесь вместо одной балки имеются две.
Опорная реакция с помощью центрирующей планки
в и диафрагмы е передается центрально и равно-
мерно на обе балочки с.1 О совместной работе
опорной плиты можно прочесть в пятой главе.

2. Расчет и конструкция опорного
уголка балки

а)	Общие сведения

Опирание балки на один уголок, как это ука-
зано на рис. 55, возможно лишь при малых вели-
чинах опорных давлений. Вследствие изгиба нагру-
женной балки опорная реакция воспринимается
чрезвычайно невыгодно и лишь передним краем
уголка (см. разбор последующего числового при-
мера). Прикрепление уголка производится с помощью
двух фланговых швов, которые, кроме опорной
реакции А, воспринимают еще момент М — Ае.

Ь)	Числовой пример

а) Общие сведения

Далее рассматривается опорный уголок для балки,
изображенной на рис. 55. Опорное давление, кото-

мощью прерывистого шва к опорной балке „си
опорной плиты d.

Момент, действующий на плиту, будет равен

т ~~ 2-4 — 8

Для балок, кроме расчета на прочность от
изгиба, необходимо также произвести расчет на
срез и определить главные напряжения (раздел
В, 4 в главе четвертой).

А. Грегор.

рое предполагается приложенным в самом невыгод-
ном положении, т. е. на свободном крае опорного
уголка, равно 0,6 т:

Rz =1,4 т/см1.

1 П р и м. р е д. При данном конструктивном решении
можно с большим основанием, чем в предыдущих при-
мерах, говорить о равномерном распределении напря»е-
ния в кладке стены под плитой — конечно, при достаточ-
ной жесткости балки и плиты.
р) Расчет сварных швов

Имеем два фланговых шва

8min = 9 мм, /Пдоп = 0,707 • 9 = 6,36 мм,

4 мм,

1 = 75 —2 т=75 —2-4 = 67 мм.

На рис. 55с толщина сварных швов совмещена
с плоскостью соединения.

Рсв = 2 ml — 2  0,4 • 6,7 — 5,36 см2.

= 2 -^ = 2°±^ = 5,99 см*.

Сварным соединением воспринимается момент.

М = Ае = 0,6-5,0 = 3,0 т см, А = 0,6 т.

Напряжения от действия момента и от опорного
давления будут:

’'«.=-жт=та-=0'501т/“!'

Л _ 0,6 _
т2св — Лев 5,36

0,112 т)см2.

Суммарное напряжение:

тсв=|/т2 I = Уо,5О2 + О,1122 =
У ‘св I йсв

= 0,51 т'см2.

RScB = 0,5 Rs = 0,5  1,4 = 0,7 т/см2.

•у) Поверка нрочности опорного
уголка

1)	Напряжение вдоль осн уголка

Опорный уголок рассматривается как простая
балка, опираемая на средины сварных швов. Соглас-
но рис. 55 а получим величину изгибающего мо-
мента

0,6 18,4	0,6 10,6	<о-тЛ„

/И = -^- • -$-$--у == 1,97 тем.

Момент сопротивления уголка W= 11,6 см2

_М _ 1,97 _

3 “ W 11,6 —

0,17 ml см2.

2)	Напряжения нормальные к оси уголка

Расположение сил и площадей моментов понятно
из рис. 55 d.

= 0,6-3,3 = 1,98 т см.

М2 = 0,6 • 4,55 = 2,73 т см.

М=А 4,55 4- т22 т 1,3 • 0,45—2т 1,3 • 0,7=

= 0,6 • 4,55-f-0,112 - 2 - 0,4 -1,3  0,4 5 —

0,501 + 0,307
2

• 2 • 0,4 • 1,3 • 0,7 = 2,49 т см.

Наибольшее напряжение будет испытывать верти-
кальная полка уголка в сечении а — а (начало
закругления полки).

/И = 2,49 т см, Р = А — t22/nl,3 =
= 0,6 —0,112-2-0,4-1,3 = 0,48 т.

Момент сопротивления сечения а — а будет:

W =  18’°~°-92 = 2,43 см2
о

и площадь поперечного сечения

/-- = 18,0-0,9 = 16,2 см2.

Наибольшее напряжение

__ М , Р _ 2,49 < 0,48 , пс , „
— W F " 2,43 + 16,2— 1’0&т1см •

8)	Разбор примера

Вследствие внецентренного действия силы опор-
ный уголок изгибается не только в вертикальном
направлении, но и в горизонтальном; иными словами:
уголок подвержен кручению (ср. по этому поводу
подробный разбор в следующем разделе 3).

Однако действием горизонтальных сил можно
будет пренебречь, так как в верхней части уголка,
кроме выгодно действующего трения между балкой
и уголком, имеется еще значительный момент сопро-
тивления горизонтальной полки; а кроме того
нижняя часть уголка прижимается горизонтальными
силами к полке стойки, так что в действительности
при действии горизонтальных сил будут иметь место
лишь незначительные напряжения от изгиба.

Такое рассуждение приводит к следствию: ниж-
няя часть сварных швов от действия момента Ае
воспринимает лишь незначительное напряжение и
напряжение Tj изменяется не по закону прямой
линии. Эпюра напряжений аналогична эпюре момен-
тов для вертикальной полки уголка (рис. 55 d).
Чтобы избежать перенапряжения и разрушения
швов в- опасном верхнем конце, рекомендуется
выбирать швы с запасом или тянуть их, загибая
несколько концы швов вдоль обушка уголка, как
это показано пунктиром на рис. 55.

Так как точного исследования подобного рода
соединения произвести нельзя, то сделанные допу-
щения в расчете выбраны несколько невыгодными.
В действительности точка приложения силы А
перемещается ближе к опоре. Если, например,
балка соединяется с опорным уголком помощью
болтов, то за точку приложения силы можно при-
нять середину горизонтальной полки уголка.

3.	Расчет и конструкция опорной
планки

а) Общие сведения

На рис. 56 изображен способ устройства опоры
балки на опорной планке. В противоположность
опорному уголку, опорная планка воспринимает
большие опорные реакции. Балка располагается
непосредственно на верхнем крае планки. Прива-
ренный к планке уголок служит лишь для удер-
жания балки; зазор между балкой и уголком
устраивается около 5 мм. Если балка удерживается
от бокового смещения каким-либо другим способом,
то уголок может и отсутствовать.

Так как опорная планка применяется сравнитель-
но часто, то ниже разбираются подробно два чис-
ловых примера.

(3) Непосредственная передача дав-
ления от нижней полки балки на
верхний край подушки

Давление, передаваемое через балку на край
подушки:

о -	= ГГГТб = °>56 т1см2'

о 1,5

Вследствие непосредственной передачи давления,
полка балки подвергается действию изгибающих

Рис. 56. Устройство опоры балки на опорной плаике, приваренной двумя фланговыми швами к опоре.
g—схема распределения сил.

Ь) Первый пример

а) Общие сведения

В дальнейшем подробно разбирается опирание
на планку, изображенную на рис. 56. Толщина
планки 20 мм. Так как между стойкой и балкой
предусмотрен зазор в 5 мм, то балка опирается
своим концом на планку лишь на участке длиною
в 15 мм. Реакции опоры

А — 11 т. /?г=1,4 т1см2.

усилий. Наиболее опасное сечение при этом будет
у начала закругления (сечение а — а на рис. 56 с).

Наибольший изгибающий момент для пояса балки
будет:

.. Л 1 у’

/и =----Л— .

т 2 b 2

Здесь b означает ширину полки балки =13,1 см.,
у — расстояние от внешнего края полки балки до
начала закругления балки (сечения а — а) == 5,05 см,

4*
После подстановки получим:

11,0 1 5,052

М= —m ~о-'—т СМ'
Z 10,1 Z

Принимаем, что изгибающий момент в сечении
а — а действует одинаково на длине полки равной

3_у = 3-5,05= 15,15 см

(разд. В, 3 в четвертой главе). При этом момент
сопротивления:

15,154,96» см3^

и действительное напряжение будет:

о = ^ = ^ = 0,55 т/см2.

Полка балки оказалась достаточно жесткой, так
что особых усилий не требуется (см. ниже разбор
примеров).

-f) Расчет сварных швов, соединяю-
щих планку со стойкой

Соединение производится с помощью двух флан-
говых швов

Smin=15 мм, 7Пдоп = 0,707-15 =
= 11,6 мм, тл„ — 8 мм,
длина шва 1= 150 — 2-8 = 134 мм.

На рис. 56с толщина сварных швов совмещена
с плоскостью соединения

FCB = 2ml = 2-0,8-13,4 = 21,4 см2

1Гсв = 2^ = 2^^- = 47,9 см3.

Сварные швы воспринимают момент

М = Ае = 11 -1,25 = 13,75 тем

и реакцию опоры Д = 11,0 т.

Напряжения от момента и опорного давления
будут;

М 13,75

"icB=<;=47j = 0>287 т1см

А 11,0

т2св = КГ = 2М = °>5И т/™2.

Суммарное напряжение

\в = V"i2cb+Vcb= /0,2872 + 0,514^ =

= 0,59 т!см2

jRscb = 0,5 Rs = 0,5-1,4 т!см2 ~ 0,7 т!см2.

8) Поверка опорной планки

Планка подвержена напряжениям в различных
направлениях. Сначала разберем каждое из видов
напряжений в отдельности; затем установим какие
из напряжений должны складываться между собой.

1)	Напряжения от центрально приложен-
ной силы опорного давления А

Планка рассматривается как простая балка с про-
летом, равным расстоянию между срединами .швов.
В соответствии с рис. 56/ изгибающий момент
будет равен

„	11,0 20,8	11,0 13,1	л

М = -2’---------£-----j- = 39,2 т см.

Момент сопротивления (без учета приваренного-
монтажного уголка)

TFZ 2,0-15,0»	,

U/=-J—— = 75,0 см3
о

и действительные напряжения в верхних сжатых
волокнах угла 1 и 2 (рис. 56 d) будут:

Ж 39,2	_	„

°ai = °Л2 = — дат = — +о = — 0,523 т!см2.

В нижних растянутых волокнах угла 3 и 4 (рис. d~)

. М . 39,2	. „ ___	„

° аз = Ч = + 1F = + 7^0 = + °’523 т!см •

2)	Напряжение вследствие виецентреи-
ио го положения опорного давления А
и плоскости соединения фланговыхшвов

Приложение сил и эпюра моментов вытекает
из рис. 56(/.

Z = Z) = TlcB2/n-^-^ = 0,287-2-0,8	=

= 1,54 т.

Mi,2= 11,0 • 0,25 = 2,75 т см.

Мт= 11,0 • 0,25 +	1,0—1,54 - 4,47= 137 т см.

/Из,4- 0.

Действительный момент сопротивления (без учета
приваренного монтажного уголка) будет:

^208^
О

Действительное напряжение будет в верхних
растянутых волокнах угла 1

1~	— j— g г~ 0,198 ml см г

в верхних сжатых волокнах угла 2

о*2= —	—— 0,198 т/см2,

в нижних волокнах углов 3 и 4

°йз —	= °-
3)	Напряжения от действия горизо
тальиых сил D или Z

Эксцентрично действующее опорное давление А
и вызываемый им момент М = Ае воспринимаются
вертикальными сварными швами, идущими вдоль
краев планки. На эти швы действуют как верти-
кальные, так и горизонтальные силы (рис. 56 d, I и g).

Примем сначала, что планка лежит свободно и
что трение между плоскостью касания балки и
верхним краем планки отсутствует; тогда очевидно,
что верхняя половина планки будет отклоняться
от стойки, а нижняя половина прижиматься к .стойке.
Рис. 56g дает представление о распределении сил.
При этом принимается, что горизонтальные силы
приложены в центре тяжести треугольных нагру-
зок верхнего и нижнего сварных швов. В крайних
волокнах напряжения наибольшие. Ни в каком
случае не следует, при значительных нагрузках,
рассматривать отдельно работу воображаемого вы-
резка полосы на верхних или нижних продольных
краях планки: такое допущение были бы чрезвы-
чайно невыгодно, так как планка составляет одно
целое и силы в ней направлены во взаимно проти-
воположные стороны. Можно приближенно половину
планки со всеми дёйствующими на нее горизонталь-
ными силами рассчитать на изгиб от действия равно-
мерно распределенной нагрузки.

..	1,54-20,8	. „

М =-----6—— = 4,0 т см.

О

W= ~1 = 5,0 см*.

£1 V

Действительное напряжение в сжатых волок-
нах 1 и 4:

R<\ = RCi= w~5,0 = 0’8 т!см2>

в растянутых стержнях:

Я, = Я,= +$=+£! = + 0,8 т/с*.

Действительные напряжения далеко не совпа-
дают с полученным результатом, так как верхний
край планки удерживается от бокового смещения
опорным трением, а нижний —давлением на полку
стойки. Из этого рассмотрения становится ясным,
что у планки, прилегающей’ к стойке,, нижняя по-
ловина валиковых швов имеет лишь незначительное
горизонтальное напряжение т1(.в,так как напряжение
сжатию передается непосредственно от планки на
стенку опоры.

4)	Напряжение на скалывание

Наибольшее скалывающее напряжение получается
на горизонтальной оси, проходящей через центр
тяжести планки х — х, и в тех ее концах, где попе-
речная сила является наибольшей.

В прямоугольном сечении

^пах= 1,5$ = 1,5|| =0,28 ml см*.

5)	Наибольшие напряжения волокна
угла 1

= — 0,523 т'см2 (направлено вдоль)
а^1= 0,198 т/см2 (направлено вертикально)

— — 0,800 mlCM? (направлено вдоль)

о1 = —0,523 —0,800 = — 1,323 ml см*
волокна угла 2:

ва2 = —0,523 mjCM* (направлено вдоль)

= — 0,198 т]смг (направлено вертикально)

% = +0,800 tn'CM* (направлено вдоль)

о2 = — 0,5234-0,800 = 4-0,277 т!см2
волокна угла 3:

= + 0,523 mlCM* (направлено вдоль)

% = 0

°сз = + 0,800 mjcM* (направлено вдоль)

о3 =	0,523 4- 0,800 = -J- 1,323 mjcM*

волокна угла 4:

оа4 = +0,523 т[см* (направлено вдоль)

%= О

ос4 — — 0,800 ml см*

== + 0,523 —0,800 = —0,277 mfcM*.

Все действительные -напряжения, несмотря на
самые невыгодные допущения, остаются ниже до-
пускаемых пределов.

е) Разбор примера

Если напряжение от изгиба в сечении а—а
нижней полки балки превзойдет допускаемое, то
необходимо поставить еще ребра жесткости, как

Рис. 57. Опора балки, усиленная ребрами
жесткости.

это указано на рис. 57, которые согласно раз-
делу А, 1, d привариваются к стенке и внутрен-
нему краю полки балки.

Когда ширина или опорный пролет планки
делается меньше, напряжения в планке также умень-
шаются.
Решение предыдущего главного примера озна-
чало лишь попытку дать приблизительное пред-
ставление о сложной игре различно расположен-
ных сил. В действительности же распределение
сил, как об этом уже говорилось в разд. 2 и
в предыдущих рассуждениях и выводах, имеют
несколько другое распределение. Необходимо еще
отметить, что планка опирается не свободно, а при
помощи жесткого сварного соединения стойкой
в большей или меньшей степени, со стойками
защемляется; вследствие этого угловые швы по-
лучают третий род напряжения, которое направ-
лено вдоль подушки.

В практике при обычном устройстве не требу-
ется столь подробных исследований. В общем слу-
чае бывает достаточно доказать прочность соеди-
нения, как это показано в следующем числовом
примере.

В этом примере указан путь, как решить подоб-
ного рода задачи. Если принятые допущения и
дают значительные запасы прочности, то все же
лучше иметь такое решение, чем никакого.

рис. 58. Ввиду незначительности высоты соедине-
ния, кроме двух фланговых швов, накладывается
еще лобовой шов.

Р) Способ, исследования непосред-
ственной передачи сил от полки бал-
ки кверхнему краю планки совершен-
но аналогичен предшествующему чис-
ловому примеру

7)	Расчет сварных швов, соединяющих
планку со стойкой

Имеется 2 фланговых и 1 лобовой шов.

$min = — 15 мм\ тдоп = 0,707-15 = 11,6;
/Идет = 8 ММ.

Так как угловые швы воспроизведены и с ниж-
ней стороны подушки (рис. 58а), то вычитание
кратерных концов внизу не производится; таким
образом получим длину флангового шва Zj = 72 мм
и лобового шва Z2 = 200 мм.

На рис. 58 толщина (углового) шва совмещена

Рис. 58. Устройство опоры балки с планкой, приваренной к стойке фланговыми й лобовыми швами.

с) Второй числовой пример

а) Общие сведения

Предшествующий числовой пример проводится
еще один раз, но с высотой планки не 150 мм,
а 80 мм. Способ устройства опоры показан на

с плоскостью соединения. Площади сварки

2F1 = 2/wZ1 = 2-0,8-7,2=11,5 см?

Ft - - ml2 = 0,8 • 20,0 = 16,0 см2.

Fca= 11,5~]-16,0 = 27,5 см2.
Расстояние Z центра тяжести всех швов от цен-
тра тяжести площади F2

11,5-4,0	, „„

z— — 27 5 — 1,67 CM,

jCB = 2 -Ц^ + 11,5 (4,00 —1,67)2 +

+ 16,0-1,672= 157 см\

26-5™'

U7“»‘^=W=75'8

Сварным соединением воспринимается изгиба-
ющий момент М = Ае = 11,0-1,25 = 13,75 т см
и опорное давление Л = 11,0 т.

Напряжение от момента

т’осв н70св 26,5	0>519	т)см2.

_	  М	13,75 n id / л

Чв— Wu ~ 758 ~ 0,181 miCA?-

"св

Напряжение от опорной силы

т2Св =Т~ = ^? = °>400

* СВ 2/,О

Суммарное напряжение.

тсв = V^i2cb+t22cb= V 0,5192 + 0,4002 =
= 0,66 т!см2,

₽sCB = 0,5Rs = 0,5-1,4 = 0,7 т/см2.

Наибольший изгибающий момент

Q 20,8 , 6,4 20.0	11,0 13,1 О1П

714 = 2,3-+ + -^------------+ = 21,9 т см.

Действительный момент сопротивления

П7=2^2!==21,3 см2
о

и действительное напряжение

М 21,9	. п„ ...

О = ^ = 21Д=1,03 т1см-

е) Разбор примера

Способ устройства, показанный на рис. 58, лучше
способа устройства, показанного на рис. 56, вслед-
ствие меньшей высоты присоединения, соединения
со стойкой всеми свободными сторонами и эконо-
мичности.

Сравнение веса

Подушка согласно рис. 56

Сталь...........................4,71 кг

Сварочный материал..............0,10 »

4,81 кг

Подушка согласно рис. 58

Сталь...........................2,51кг

Сварочный материал..............0,13 „

2,64 кг

Следовательно способ производства по рис. 56
тяжелее на 82%, чем по рис. 58.

8)	Поверка прочности опорной планки

Планка проверяется лишь на поперечный изгиб
от опорного давления А; произведенные в преды-
дущем примере подсчеты другого рода напряжений
могут быть оставлены без рассмотрения.

Вследствие непосредственного опирания балки,
опорное давление действует на планку в виде
равномерно распределенной нагрузки по длине
в 131 мм. Подушка приварена фланговыми и ло-
бовым швами. Так как принимается, что опорное
давление, действуя в вертикальном направлении,
воспринимается всеми сварными швами равномерно,
то для подушки получается распределение сил,
указанных на рис. 58 е.

Qi (действует вертикально вниз) = А = 11 т

Q2 (действует вертикально вверх) =

А — В (действует вертикально вверх) =

Л/7!	11.0-5,75

= fc; = '^7J” = 2’3 т-

4. Способ устройства и расчет
простого соединения балок

Простое присоединение балок к прогонам или
стойкам, которые должны воспринять лишь верти-
кально направленные опорные силы, по возмож-
ности не должно выполняться с помощью сварки.
При сварке балки с прогоном или стойкой во всех
случаях возникает монолитное соединение, вслед-
ствие чего образуются силы, направленные не толь-
ко вертикально, но и горизонтально. Другими
словами балка лежит не свободно, а защемляется.

Хотя при соединении стенки балки с помощью
болтов имеется также явление защемления опоры,
однако это защемление вследствие гибкости и
скольжения болта незначительно и в общем случае
его можно не принимать во внимание.

Если сварное соединение сравнительно слабо и
рассчитано только для воспринятая вертикальной
опорной силы (рис. 59а), то угловые швы полу-
чают дополнительное горизонтальное напряжение;
если же, наоборот, сварные швы взяты чересчур
больших размеров (рис. 59&), то дополнительные
напряжения в этом случае получает стойка. Здесь
имеет место пословица „хвост вытащишь, нос
увязнет", и наоборот.

Обращаясь к соединению,показанному на рис. 59а,
мы тотчас же увидим, что при сварных' швах

достаточно прочно; однако, стойка рассчитанная
лишь для воспринятая вертикально направленных
опорных сил, испытывает, вследствие возникнове-
ния моментов заделки, при помощи сварного сое-
динения, значительные дополнительные напряжения.

Рис. 59. Простого соединения балки сваркой необходимо избегать,
о—соединение ригеля со стойкой посредством слабых сварных швов; б—соединение ригеля со стойкой посредством сильных сварных швов.

в точке а вследствие действия горизонтальных
напряжений, возникает опасность разрыва, сопро-
вождающегося дальнейшим разрушением швов.

Рис. 60. Простое соединение балки посредством
приваренной к концу балки планки.

а—сечение а—Ь-, б—боковой вид; с—сечение c—d;

Опасность, кроме того, значительно возрастает
от вредного действия „надреза". При соединении
вогласно рис. 59Ь, сварное соединение образовано

Что же касается самой балки, то такая заделка
разгружает срединные моменты.

Из приведенных выше соображений приходим
неминуемо к выводу, что, при устройстве сварного
соединения, балка и прогон должны рассчитываться
как неразрывные элементы рамной конструкции.
Отсюда можно заключить, что лучшее приближе-
ние к действительности даст тот расчет, в котором
при малых размерах поперечного сечения стойки
учитывается момент защемления сварного соеди-
нения.

О правильном устройстве соединения заделанного
конца балки при сварке будет сказано в четвер-
той главе.

Как и при сопоставлении клепаных конструкций
различных фахверковых сооружений, многоэтажные
рамы с жесткими узлами не всегда оказывались
наиболее экономичными; и жесткое сварное соеди-
нение также не всегда бывает выгоднее шарнир-
ного.

Ниже приводятся конструкции присоединения
как балок со свободными концами на опоре, так
и многоэтажных рам с частично защемленными
ригелями.

При простом соединении балки, согласно рис. 60,
к торцу балки приваривается небольшая планка
из полосового железа, которая затем сбалчивается
со стойкой или прогоном. Планка здесь заменяет
два уголка при обычном болтовом устройстве.
Между планкой и полкой стойки помещается вы-
равнивающая прокладка-толщиною от 2 до 3 мм.
Общая толщина прокладок, по возможности, не дол-
жна превышать 3 — 4 мм, ' так как появляется
опасность, что, кроме работы на скалывание, бол-
ты будут испытывать дополнительное напряжение
от изгиба. Такая конструкция соединения имеет
то преимущество, что не требует производства
сварки на месте постройки.

Способ расчета соединения чрезвычайно прост.

Сварные швы, как известно, рассчитываются на
срез. При расчете болтовых соединений опорная
сила принимается распределенной равномерно на

Рис. 616 указывает на устройство опоры с по-
мощью опорной планки. О способе расчета свар-
ного соединения и самой планки говорилось в разд.
3 и 4. Предохранение от бокового смещения
балки производится с помощью забивки небольших
клиньев между верхними поясами прогона и балки.
На рис. 61с показано также устройство опоры
с помощью планки, которая вследствие малой вы-
соты подогнана к закруглению пояса. Для предо-
хранения от бокового смещения к стенкам балки
приварены небольшие шайбы. Для того чтобы
исключить возможность появления момента заделки

Рис. 61. Различные виды устройства простых опор на прогонах.

а—соединенне посредством торцовой планкн; опорная планка с фланговыми швами; с—опорная планка с фланговым н стыковым швами;
d—опирание на пояс прогона;

все болты.1 Так как планка состоит из одного
куска, то на болты действуют незначительные
горизонтальные силы, которые не учитываются.

Не вызывают также никакого сомнения конструк-
ции опор балок, показанные на рис. 61. Соеди-
нение указанное на рис. 61а, аналогично приве-
денному ранее на рис. 60 и производится также
с помощью приварки торцовой планки. Планка
здесь немного продолжена вниз для того, чтобы
разместить необходимое число болтов.

1 П р и м. р е д. Согласно Т. У. и Н. для проектирова-
ния и возведения металлических конструкций, расчет
прикрепления балки, принятой свободнолежащей, произ-
водится иа опорную реакцию, увеличенную на 20%.

отверстие в стенке балки делается несколько боль-
ше, чем в шайбе; вследствие такого утройства до-
стигается также удобство при сборке.

Опора, указанная на рис. 61J, устроена на сталь-
ных прокладках, положенных непосредственно на
полку прогона и там прихваченных. С целью
предотвратить смещение балки к торцу ее прива-
ривают шайбу, которая во время сборки соеди-
няется болтами со стенкой прогона. Все свар-
ные работы для устройства, различных видов
опор, показанных на рис. 61, могут быть вы-
полнены в мастерской; на месте же постройки
необходимо произвести лишь соединение с по-
мощью болтов.
5. Расчет и способ устройства опоры
балок на стойках

а) Общие сведения

Конструкция опоры балок на вершине стойки и
положение балок, идущих нормально к стенкам,
понятно из рис. 63. К головному листу стойки

При устройстве опор балок на стойках, разли-
чают центрированное, внецентренное и жесткое
присоединение. В этом разделе будет говориться
о центрированном устройстве опоры; о простых
соединениях, говорилось в разделе 4 настоящей
главы, а о жестком соединении будет сказано
в четвертой главе.

Центрированные опоры удается хорошо устроить
на вершине и в середине стоек из двух швеллеров
или 2 двутавров.

Л

ГОЛВВН. лист стойки

-гзотг._____

Рис. 63. Центрированное опирание балки на
стойку нз двух швеллеров.

а—сечение а—Ь; Ь—фасад; с—головной лист стойки сверху.

прикрепляется прихваточными швами центрирую-
щая планка толщиною 5 мм. Передача опорной
силы и здесь производится с помощью планки.

В то время как предшествующие примеры каса-
лись стоек, состоящих из двух ветвей, на рис. 64

Уг

ПРИШПЧН.'СВАРИА

*а,

138

S

m 3,3 ‘ цСктРИРМщ.^^^
!	ТГЛИТЛ2О

А= 32 т

Нт то

I гг

I 22



а,j

1

Рис. 62. Центрированное устройство опоры на
стойке из двух швеллеров.

а—фасад; Ь—сечение а—Ь; с— сеченне c—d.

При устройстве опоры, изображенной на рис. 62,
между обеими ветвями стойки приваривается опор-
ная планка. Для прикрепления балки с планкой
болтами, к планке приваривают две стальные по-
лоски. В целях непосредственной передачи опор-
ного давления на планку, верхние края стальных
полосок расположены на 5 дглг.ниже верхних краев
планки. Расчет планки и сварного соединения
производится соответственно разд. 3; разница
заключается лишь в том, что опорное давление
принимается действующим центрально.

С)

Л

ПРИХВАТОЧВАЯ СВАРИ

Рис. 64. Центрированное опирание на стойку из
широкополочного двутавра.

показана конструкция опоры балки на вершине
стойки, состоящей из одной ветви широкополоч-
ного двутавра. Ось балки нормальна к стенке дву-
тавра. При таком устройстве стенка должна непо-
Средственно воспринять опорную силу по длине
центрирующей планки:

A Ss dBRd ,

где: d означает толщину стенки двутавра;
5—длину центрирующей планки, Ra— допускаемое
напряжение на смятие — 2,33 т/см2 при допуска-
емом напряжении на сталь балки и стойки рав-
ном 1400 кг! см2. 1

' ПРОГОН

Рис. 65. Устройство опоры балки на стойке из
широкополочного двутавра при непосредствен-
ной передаче.

В разобранном .случае А 1,0-17,0-2,334 =
— 39,7 /пив действительности равняется лишь
32,0 m. При этом необходимо, однако, следить
затем, чтобы не было перенапряжения на изгиб в се-
чении а — а полки балки (см. разд. А, 3, В тре-
тьей главы) и, кроме того, чтобы свободное рас-
стояние центрирующей планки не превышало
допускаемые пределы (см. разд. I, табл. 6).

При относительно небольшой площади попереч-
ного сечения стойки и при широком поясе балки,
может встретиться необходимость передачи сил не

1 П р и м. ред. Согласно Т. У. н Н. допускаемое на-
пряжение на торцовые части принимается равным 1,5
основного напряжения.

только на стенку стойки, но и частично на пояса.
Этот случай представлен на рис. 65. Вследствие
непосредственной передачи силы показанное за-
штрихованием поперечное сечение стойки имеет
одинаковое напряжение.

_ А
° dm ItL

Момент в сечении а — а

= (tLex -|- dfe2) Одет •

Принимают, что при неразрезной балке изгиба-
ющий момент Ма дейстует равномерно по длине
полки

l = L-\-2-Зе.

Здесь е означает расстояние от сечения а — а да
центра тяжести действующих сил (см. разд, А, 3, в
третьей главе). Тогда действительный момент со-
противления пояса балки будет

w 6 ’

и действительное напряжение

О~ТГ'

Если полка балки не выдерживает изгибающего
момента, тогда необходимо предусмотреть устрой-
ство планок жесткости (рис. 57).

При значительных по величине опорных силах,
стенку стойки целесообразно усиливать посред-

Рис. 66. Устройство опоры стойки из широкополочного-
двутавра с усиленной стенкой для непосредственной
передачи силы.

ством приварки накладок (рис. 66). Для того чтобы
стенки стойки и накладки находились в одной пло-
скости, необходимо торец стойки фрезеровать.
Е^ли, например, усилительные накладки высту-
пают выше торца стенки, то все силы восприни-
маются лишь накладками, что естественно влечет
за собой перенапряжение накладок и сварных швов.
Наоборот, если выступает стенка стойки, то уси-
лительные накладки не работают и все силы вос-
принимает лишь стенка. В следующем разделе b
приведена поверка прочности конструкции опоры,
указанной на рис. 66.-

Рис. 67. Устройство опоры балки иа стойке из широко-
полочного двутавра для непосредственной передачи
силы.

жит лишь для приварки центрирующей планки и для
прикрепления балки болтами и ни в каком случае
не может служить, вследствие его малой толщины,
для непосредственной передачи части опорной силы
на пояса стойки. 7?z =>= 1,4 т/см2.

Р) Присоединение усилительных пла-
нок к стенке

Для непосредственной передачи сил можно вос-
пользоваться заштрихованной площадью, показан-
ной на рис. 66с.

F = 1,1 • 20,0 + 2 • 1,0 • 10,0 = 22,0	20,0 =

= 42,0 см2.

Давление

Л = -^- = -|^-=1,62 т/см2.

На усилительные накладки приходится давление

Р1== ^0 = 1,0-10,0-1,62 = 16,2 т.

Имеем два фланговых шва:

^ш!п — 10 мм; /п доп == 0,707 • 10 = 7,07 мм;

= 7мм, / = 200 — 2 тп = 200—2-7 = 186мм,

= W) =	= °>62 т1см2'

f) Разбор примера

Строго говоря, усилительные накладки, кроме
силы Р1( воспринимают также момент M — Prf
(в соответствии с изложением в разделе 3).

Напряжения от момента будут:

М Р}е	16.2-0.5	плп

''ic.—№ — ml2 0,7-18-62	°’10	.

На рис. 67 прогон лежит вдоль стенки стойки;
здесь, с целью увеличить площадь передачи, при-
варены планки в виде консолей. Само собой разу-
меется, планки должны быть приварены в соот-
ветствии с воспринимаемыми ими частями силы.
Усиление можно произвести также и посредством
приварки накладок непосредственно к стенке стой-
ки, как это было указано на рис. 66. В парагра-
фе с приведен расчет устройства опоры, изобра-
женной на рис. 67.

Ь)	Первый числовой пример

а) Общие сведения

Ниже приведен расчет опоры балки, изображен-
ной на рис. 66. Опорная сила А = 67,9 т. Пере-
дача силы происходит через центрирующую план-
ку на голову стойки и от нее непосредственно на
усиленную стенку стойки. Лист вверху стойки слу-

Напряжение от силы Рх равно т2св = 0,62 т[см-.
Суммарное напряжение будет:

тСв= VVCB + ^3CB =

У0,102 -|-0,622 = 0,63 mjcM2.

По полученному результату видно, что, вслед-
ствие малого эксцентриситета и сравнительно длин-
ных швов, влияние момента настолько незначитель-
но, что им можно пренебречь.

Соединения центрирующей планки с листом и
листа со стойкой производится лишь прихваточной
сваркой и никакому расчету не подлежит.

Полученные в нашем примере напряжения от
изгиба полки балки значительно ниже допуска-
емых (расчет произведен в соответствии с разделом
А, 3, Ь, третья глава). Однако рекомендуется при
большой опорной силе, подобной нашей, полки
балки опирать предварительно на лист.
с)	Второй числовой пример

а) Общие сведения

Ниже приведен расчет опоры балки, изображен-
ной на рис. 67. Опорная сила А — 100 т. Пере-
дача силы происходит через центрирующую плиту
на лист и от листа непосредственно на усиленную
крестообразно стенку. Торец стойки, включая и
усиление, отфрезерован для того, чтобы достичь
равномерности передачи сил по всему сечению.
Лист вверху стойки служит лишь для укрепления
центрирующей плиты и укрепления балки бол-
тами. Rz= 1,4 т/см2.

Р) Присоединение усилительных пла-
нок к стенке стойки

Непосредственная передача сил происходит через
крестообразную площадь, указанную на рис. 67
заштриховкой:

F= 1,3-20,0 + 2.2,0-10,0 =
= 26,0 + 40,0 = 66, 0 см2.

Давление

А 100	. t «

о =	= 1,52 т сМ2.

Г 00

На долю усилительных планок приходится сила

V= а = 2,0-10,0-1,52 = 30,4 т,

которая и должна быть передана затем стенке стойки-
Вследствие эксцентриситета при действии силы
V, в соответствии со сказанным в разд. I d,
возникают следующие горизонтально направлен-
ные силы (рис. 67 с).

Имеется два фланговых шва

8ш1п=с13 мм, /Идоп = 0,707-13 = 9,2 мм;
тю = 9 мм; /дет = 300 — 2т —
= 300 — 2-9 = 282 мм;

/доп = 40 т — 40,9 = 360 мм.

Напряжения на сварные швы получаются от
действия вертикальной силы Vи горизонтально дей-
ствующей силы Н.

„ V 30,4 п е , .

Ксв = 2тГ W-^=°’6 ,П!СМ

т Н	10,1

Ясв	2 ml	2-0,9-28,2

0,2 т/см2.

уммарное напряжение

V 0,6!-]-0,22 = 0,63 т/см2

D =0,5	= 0,5-1,4 = 0,7 т/см2.

дсв

^Присоединение усилительных на-
кладок к верхнему листу

Так как сила V передается непосредственно че-
рез отфрезерованную плоскость, то остается при-
соединить еще силу Н. Имеем два угловых шва;

8min= 15 мм, /пДоп = 0,707 • 15 = 10,6 мм т^ —
= 10 мм,

/дст=100— 2/га =100— 2-10 = 80 мм,

Н	10,1	„ „п !

х~Тт1~ 2-1,0-8,0 — 0,63 т'СМ ’

8)	Разбор примера

Полки прогона при наличии большой опорной
силы должны быть усилены. Это усиление должно
быть устроено таким образом, чтобы между пол-
ками можно было поместить потолочные балки.
Для этой цели к стенке прогона приваривают опо-
рные планки. Валики прочно удерживаются с по-
мощью клиньев, забиваемых между верхней пол-
кой прогона и верхней полкой потолочной балки.1
Как видим, балки не требуют предварительной об-
работки их в мастерской или на месте постройки,
и незначительные отклонения от требуемых длин,
также не играют существенной роли.

6. Расчет и способ устройства
вырезов балок

а)	Предварительные сведения

Часто бывает неизбежным произвести большие-
вырезки в балках. Необходимо обращать особое
внимание на то, чтобы получающиеся при резком
уступе углы не были перенапряжены. Ослабленное,
вследствие выреза, поперечное сечение подвергается
напряжению не только вследствие изгибающего
момента, но также вследствие передачи усилия от
непосредственно прилегающей части балки с полным
поперечным сечением. Передающееся, таким обра-
зом, усилие вызывает работу ослабленного сече-
ния на изгиб и на срез. Вследствие этого в ос-
лабленном сечении складываются три напряжения;
чтобы избежать возникновения трещин необходимо
входящие углы вырезов делать при большом радиусе
закругления (в отношении клепаных балок с вы-
резами см. Грегор, „Железные конструкции"
том I, стр. 291. Гостехиздат. Москва. 2-е издание).

Ниже приводится лишь один числовой пример..

1 Прим. ред. Необходимо клинья после забивки,
прихватить сваркой к полке балки, так как иначе эти
клинья могут выпасть при возможных сотрясениях и
поворотах опорных частей под действием временной,
нагрузки.
b)	Числовой пример

а) Общие сведния

Изображенная на рис. 68 конструкция опоры
«балки с вырезом в дальнейшем подвергается повер-
ке на прочность. Усилительная накладка из по-
лосового железа 160-20 требуется для того, чтобы
понизить напряжение во входящем углу „а“, до-
стигающие без накладок значение 2,8 т/см2. Все
размеры и обозначения даны на рис. 68.

^доп= Т’4 т1см2-

р) Напряжение от изгибающего мо-
мента при действии внешних сил

Единственной внешней силой, действующей на
«опору, будет опорная сила А = 25 т. Так как

а — а крайние волокна балки имеют наибольшее
напряжение

а, = — — ^5. = 0 221 т1см2.

1	2040	’	'

Эпюра напряжений дана на рис. 68 с.

Теперь может быть определена передающаяся от
полного сечения сила S и определен момент, дей-
ствующий в сечении а — а. Для этого делят при-
легающую часть сечения на отдельные площади
/х» fz> ПРЙ этом, как это показано на рис. 68 d,
пояс широкополочного двутавра может быть при-
нят с достаточной точностью прямоугольным:

2,4-17,0 = 40,8 см2,

/-> = 1,62-12,6 = 20,4 см2.

Рис. 68. Опора балки с вырезом у нижнего пояса и усилением ослабленного поперечного сечеиия.
а—- поперечное сечение а—Ъ\ Ъ—боковой вид опоры; с—эпюрз напряжений ; d—поперечное сечение а—и; е—эпюра напряжений

-расстояние е опорной силы до опасного сечения
а — а равняется 18 см, то отнесенный к сечению
а — а изгибающий момент будет

= А • е = 25 • 18 = 450 тем.

Площадь ослабленного поперечного сечения II
(рис. 68 d) F =111,3 см2, 7= 15460 см4, и от-
носящийся к нижнему волокну момент сопротив-
ления Wu = 947 см2, напряжение в углу выреза,
таким образом будет

Ма 450

°« =	= 947 =0>476 m\CM2.

Пи

у) Напряжение а« от момента вслед-
ствие действия силы S, передаваемой
от полного поперечного сечения.

Полное поперечное сечение ~Т~45 имеет момент
-сопротивления — 2040 см\ поэтому в сечении

Отсюда может быть найдено усилие Sj и S2 от-
дельных частей площадей (рис. 68с),

51= 40,8 -°^1+A2_0(L — 8,58 m

Sa ~ 20,4 	°-+ 0,075 = 2,80 т.

“	2	’

Передающаяся от полного сечения к ослаблен-
ному общая сила будет:

S = S14-S2== 8,58 4-2,80 = 11,38 т

и возникающий от действия силы S в опасном
сечении а — а момент будет (рис. 68 с и d)

714а1 = Sty j	ЗгУ2-

Здесь уг и yt расстояния от нулевой линии
хп — II ослабленного сечения до соответствен-
ных центров тяжести отдельных площадок эпюры
напряжений.
Подставляя в приведенную выше формулу чис-
ловые значения величин, получим:

Ма 1 = 8,58 • 30,3 4- 2,80 • 23,8 = 326,6 т’см*
и действительное' напряжение во входящем углу
„а“ выреза будет

8) Напряжение от скалывающего
действия силы S в вырезе

Обозначая через F2 площадь поперечного сече-
ния II, получим среднее напряжение на сдвиг.

Опыты показали, что в стержне, имеющем вы-
рез, при центральном действии силы напряжение
в углу выреза в два раза больше среднего. Так
как в нашем случае сила 5 действует, кроме тога,
эксцентрично, то напряжение будет еще больше и его
можно принять равным 4-кратному от среднего
а, = 4 ? = 4 4тго- = 0,409 т)см2.

Fj]	111,3	'

е) Общее напряжение в углу „а“ вы-

реза

Наибольшее напряжение ошах во входящем углу
„а“ будет

3fflax = Оо 4-оа1 4- а = 0,476 —0,311 —0,409 —

==1,20 ml см2.1

ч)	Присоединение горизонтальных
усилительных планок

1)	Присоединение к сечению I

На горизонтальные усилительные планки дей-
ствует сила (рис. 68 d и ё)

5н=2,0 (16,0 — 1,62)-^--+ °’68- =21,0 т.

1 Прим, ре д. В данном примере А. Грегор допу-
скает ошибку,складываянапряжения ®«+3о + первое
напряжение ча действует слева сечения а—а, а напря-
жения га1 и справа; поэтому они будут уравновеши-
ваться, а не суммироваться. Кроме того вычисляя из-
гибающий момент от силы S = Sj + S2 по отношению
оси .Гц—.гп .сила S переносится в центр сечения, по-
чему она будет вызывать равномерное напряжение на
растяжение; наконец, следует учесть напряжение
в 0,075 т/см2, которое действует в сечении I—I в точке
.а'. Суммарное нормальное напряжение будет равно:

в = о,311 +	+ 0,075 = 0,488 т/см2.

111,0

Скалывающее напряжение:

_ 25 X 16 X 2 X 15,5 _

Т 15460 X 1,62

0,494 т/см1.

Главные нормальные напряжения:

0,488 .	/~ / 0 488 V

^=-^2—+0,494’ =

= 0,244 ± У0,0595 + 0,244 = 0,244 + 0,550 = 0,794 т/см*.

Имеем 4 угловых шва

8min = 16,2; тдоп = 0,707-16,2 = 11,5
/пдст==Ц,5 мм.

Из расчетной формулы

5Н 5Н _ 5Н

1ml mH m4l

получаем длину углового шва
1	21,0 с _

4ттсв — 4-1,15-0,7 “ 6,5 СМ-

Так как линия присоединения чрезвычайно ко-
ротка, то из конструктивных соображений берем
толщину углового шва не 11,5, а только 6 мм\
тогда соответствующая длина шва будет:

/j = 4.016’?07 =12,5 СМ. /дет = 12,8 см.

Принимая во внимание концевые кратеры, мы
получим величину напуска усилительной планки
128 4- 2/п — 128	2,6 = 140 мм и общую длину

усилительной планки 140 4-360 = 500 мм.

2)	Присоединение к сечеиию И

Согласно выведенной в разделе В 2 формуле
толщина шва.

QS 1
т = +~ при этом
J и

Q = А = 25,0 т.

5 = 2,0-16,0-14,5 = 464 см*.

J\\ — 15 460 см*.

Подставляя эти значения в приведенную выше
формулу, получим:

_ 2S,0-464	1 _

т — ~ 45,460 2-0,7 — 0,54 СМ’

выбираем т = 0,6 см.

т]) Присоединение вертикальных ре-
бер жесткости

1)	Непосредственная передача сил

Принимают, что опорная сила передается на
горизонтальную усилительную планку на ширину
20 мм и тогда при ширине листа в 160 мм
действительное давление будет

’-4w=0'78 т!см!-

На долю одного ребра жесткости приходится
вертикально действующая сила (рис. 68 а и d).

V = 0,78 -2,0 -I6’0"1’—= 12,0 т.

Вследствие эксцентрично действующих сил в со-
ответствии с выводом, приведенным в разделе Id
на ребро жесткости будут действовать следующие
горизонтальные силы

Я=^ = ^0_3^ = 5,2 т.
2)	Присоединение к стенке балкн

Для укрепления ребер жесткости имеются два
угловых шва с толщиною т = 6 мм.

/Здст= 180 — 2т= 180 — 2-6 = 168 ММ.

Угловые швы подвержены действию вертикальной
силы V и горизонтальной Н.

V 12 0

t	g~ = 0,595 т/см2.

"св 2т13	2-0,6-16,8	'

Н 6-2

т»св 2т13	2-0,6-16,8

0,258 т!см2.

Общее напряжение

= У 0,5952 + 0,2582 = 0,65 т!см2.

3)	Присоединение к горизонтальной
планке

Сила Vпередается непосредственно через площадь
соприкасания; остается передать лишь силу Н.

Для ребер жесткости имеется два угловых шва
с т = 8 мм и = 50 мм.

И	S 9

= У7Й~5о ==0>65 т!см2'

2.П1Л± Z’VjO’OjU

5)	Разбор примера

Уменьшение опорного сечения балки может быть
также исполнено согласно рис. 69. С помощью
газовой горелки вырезается часть стенки двутавра.
Затем нижняя часть полки прижимается к стенке
и сваринается вдоль обрезанных краев. Расчет
сварных швов производится н соответствии с раз-
делом В, 2. При этом способе устройства, усилия
в балке не претерпевают резких скачков и откло-

нений, а потому расчет производится лишь на
изгибающий момент. Если высота уменьшенного
сечения относительно мала, то балка должна быть
также проверена на скалывающее напряжение
(разд. 4, гл. 3).

Рис. 69. Опора балки с уменьшенным поперечным
сечением.

а—сечение a— b; b—вид опоры сбоку; с—конец балки с вырезом.

7. Конструкция и расчет жесткого
соединения в стыке

а)	Общие сведения

Сварные стыки следует располагать в местах,
соответствующих им моментов.

На рис. 70 приведены различные способы устрой-
ства стыков, которые, однако, ни в какой мере
не смогут заменить цельной балки; для указанных
стыков надо выбирать места там, где изгибающий
момент будет меньше максимального.

МОЩНОСТЬ НВ БОЛЕЕ 1/2 ЦЕЛЬНОЙ БЛЛНН

сщщттшшэ

СТЫНОВОЕ СЕЧЕНИЬ

МОЩНОСТЬ ОКОЛО 6/10 ЦЕЛЕН. ВАЛИН

ВИД СВЕРХУ,

©

МОЩНОСТЬ ОКОЛО 6/10 целен, валки

ФАСАД

СТЫКОВОЕ СЕЧЕКИТ

U 200 J

ВОД СВЕРХУ



I

Рис. 70. Различные устройства стыков, прн которых балка не может быть использована полностью.

а—устройство стыка с помощью стыкового шва; Ь—конструкция стыка из стыковых швов накладки; с—конструкция стыка со сквозной диафрагмой.
Стык, изображенный на рис. 70 а выполнен
с помощью стыковых V или X - швов. По герман-
ским Т. У. и Н. допускаемое напряжение в стыковых
швах /?св на изгиб в растянутой зоне равняется
0,6 ft и сжатой 0,75 У?.1

Но так как н месте стыка, кроме изгибающего
момента, действует поперечная сила, то, к сожа-

ством уширения полки балки с помощью приварен-
ных планок (рис. 73).

На рис. 70s дан способ устройства стыка с по-
мощью стыковых швов и накладок. Для того чтобы
не было перенапряжения швов в месте стыка, необ-
ходимо, чтобы момент в этом месте не был боль-
ше 0,6Affflax. Так как при этой конструкции стыка,



сечение в стыче

с

ВИД CBEPEV

720

Ь-гоо -I





Рис. 71. Сравнение различных способов жесткого стыкового соединения I 45.
д—жесткое сварное соединение встык без стыковых швов; Ь—жесткое сварное соединение встык со стыковыми шва* и; с—жесткое соединений

Стык „а*
Накладки .... 99,6 кг
Сварочн. матер. „Л . "
г 106,4 кг

стыка с помощью ваилепок.

Сравнение веса
Стык „д“

Накладки .... 25,1 кг
„	3,8 „

Сварочн. матер.

Стык „с"

............86,4 кг

~	13,5 „

Заклепки • ♦ __ (
99,9 кг

Прочность клепаной балки вследствие ослабления заклепками на24,5% меньше, чем при сварном стыке.

лению, допускаемые напряжения на изгиб не могут
быть положены в основу расчета; при действии на
стыковой шов изгибающих и скалывающих усилий
расчет должен производиться лишь на 0,5/?. Уве-
личения прочности стыка можно достичь посред-

1 Прим. ред. Согласно Т. У. н Н. СССР допу-
скаемое напряжение на шов в растянутой зоне равно
900 кг[см? и в сжатой — 1 000 кг’см^.

А. Грегор.

стыковые и угловые швы действуют совместно,
то и для угловых швов допускаемое напряжение
берется /?св = 0,5/?.

На рис. 70с представлено соединение стыка
с помощью сквозной диафрагмы. Так как толщина
сварных швов ограничена толщиной стенки и полки
балки /Пдоп = 0,7078, то и такой стык может вос-
принять ЛИШЬ 0,6 /Ищах.
С возрастанием величины перерезывающей силы
в месте стыка, указанные на рис. 70 предельные
значения моментов в стыке должны быть несколько
уменьшены.

На рис.-71 даны различные способы соединения
балок встык, прочность которых равняется проч-
ности целого сечения; такой стык может быть распо-
ложен и в месте действия наибольшего момента.

Способ устройства стыка с накладками и без
стыковых швов, указанных на рис. 71а, имеет по
сравнению со способом устройства, указанным на
рис. 71в (со стыковыми швами) тот недостаток,
что требует большей затраты материала.

На рис. 71с для сравнения приведен способ
устройства стыка при клепке. Необходимо обра-
тить внимание на то, что прочность клепанного
соединения ниже сварного и цельной балки на 24,5%.

Расход материала при устройстве стыков согласно
рис. 71а и св 4 раза больше чем при стыке 71&.

При сварке балки встык необходимо было бы
вычитать кратерные концы на полках. Но так как
повышенные допускаемые напряжения для стыковых
швов в большинстве случаев не используются (при
совместном действии момента н поперечной силы
в стыковых и угловых швах), то площадь сварки
принимают равной площади поперечного сечения
целой балки. Если же почему-либо расчет ведется
с допускаемым напряжением 0,6 или 0,75/?, то
в этом случае необходимо производить вычет кон-
цевых кратеров. При этом на каждом конце полки
производят вычет площади и2; здесь п есть высота
внешнего края полки без учета закругления. При
больших профилях балок можно ограничиться и
меньшим вычетом.

Ь)	Первый числовой пример

а) Общие сведения

Необходимо проверить прочность сварного стыка,
указанного на рис. 72. Соединение произведено

Рис. 72. Соединение балки с помощью стыковой
сварки.

а—фасад,* —эпюра напряжений; с—эпюра моментов.

стыковыми Х = швами в области полок и У=
швами в области стенок. Значения величин встре-
чаемых в расчете даны на рисунке. /?z = 1,4 ml см?.

Р) Проверка прочности сварного со-
единения

При соединении балок с помощью стыкового
шва примем площадь и момент сопротивления
сварки равной площади и моменту сопротивления
свариваемого ~Г 40.

Есв= 118^2; 1Гсв= 1460 см*.

Сварное соединение воспринимает изгибающий
момент М =970 тем и перерезывающую силу
Q = 25,0 т.

Напряжения от момента и перерезывающей силы
М 970 сс. ,
Т1св= = Т46^ = 0 664 т/СМ ’

Т2СВ = ^ = ^ = 0,212 т/см*.

Суммарное напряжение

Тев= Т'2'2св= Vо,6642 4-0,2122 =
= 0,7w/CAf2 = /?ZcB.

у) Разбор примера

О том, следует ли принимать концевые кратеры,

говорилось раньше.

Так как наряду с изгибающим моментом в стыке
действует и перерезывающая сила, то при действи-

тельном напряжении в
стыке, равном допуска-
емому, изгибающий мо-
мент в стыке должен
быть меньше половины
максимального. В са-
мом деле для I 40

/Ишах ~~

= WRZ= 1460-14 =
= 2044 т см.

Наибольший же из-
гибающий момент в
сварном соединении с
учетом действия попе-
речной силы Q = 25 т:
шахЖв = 970 т см,
т. е. только 0,475 Л4тах.

Прочность соедине-
ния стыковыми швами

СЕЧЕНИЕ, а. ~Ъ

Рис. 73. Увеличение попе-
речного сечения стыка пу-
тем уширения полки.

может быть увеличена путем уширения полок, как
это показано на рис. 73. Планки уширения присо-
единяются по краям полки, в зависимости от ве-
личины изгибающих и перерезывающих сил. Само
собой разумеется, что дополнительное соедине-
ние стыка может быть произведено и сплОш-
ними планками без разделения их на две половины.
В этом случае сварное соединение рассчитывается
лишь на срез; в планке же к действию нормаль-
ной силы прибавляется изгибающий момент, вы-
зываемый внецентренным действием силы. Расчет
производится в соответствии с разд, с, 1, в.

Суммарное напряжение

т — V^CB 4- т22св = У 0,672	о, 1132 =

= 0,68 mjcM2.

8) Определение длин фланговых швов,
соединяющих накладки с полкой

с) Второй числовой пример

Накладки или фланговые швы должны выдер-

а) Общие сведения

Изображения на рис. 74е балка I 45 имеет
стык на расстоянии 1,05 м от опоры А. Значе-
ние величин, необходимых для проверки
прочности стыка, дано на рис. 74. Rz =
= 1,4 mjCM2

жать следующую силу.

^нак

— Рнакл

Rs, Д-Т,
СВ I 1 св

2

= 1,0-12,0

= 8,1 т.

0,7-}-0,«7
2

Р) Определение сечения стыка

В месте стыка действует момент М
Мт = 16,6-105 = 1743 тем

и перерезывающая сила Q = Д = 16,6 т.
Имеем стыковое сечение, представлен-
ное на рис. 74в, состоящее из полного

с

-О,7Т}СМ?
епм



стыкового сварного сечения и дополни-
тельных к этому сечению верхней и ниж-
ней накладок 120-10.

Действительный момент инерции сты-
ка будет

Уст =	Jнакл == 45 850 4" 12,0 (47,03 -—

— 45,033) = ^ = 45 850 4-12 698 =,
= 58 548 см1,

откуда момент сопротивления стыка

Рнс. 74. Стык балок при помощи стыковой сварки и горизон-
тальных накладок.

ту,  4т  58548 о л си з
U7CT = —-=w = 249! см*.

а—вид стыка; ^--поперечное сечение стыка; с—эпюра напряжений;^—знд сверху
е— схема балки и эпюра материалов.

и действительное наибольшее напряжение стыко-
вого сечения

„ Ч;Т 1743 n „	, J

°ст —	2491 ~ 0,7 т1СМ •

для крайнего же волокна стальной накладки
Rz — 1,4 mjcM2.

у) Наибольшее напряжение в стыко-
вой сварке

Напряжения от момента

Rs^ 0,7-22,5	,

TieB.= ~т~ = 1зГ = 0,67 т,см'
Напряжение от поперечной силы, которая вос-
принимается одними стыковыми швами при FCB = F\
Q 16,6 n,	,	»

T2cB — ^=="147==0’113 mlCM •

Имеется два фланговых шва

in === 10 ММ} mwn = 0,707 • 10 =

= 7,07 мм} тКТ — 7 мм,
4 а к	8,1  „ „

‘-2шгсв = 2-0,7-ОД- СМ’

Угловой шов на участке стыка при расчете во
внимание не принимается и длина его исклю-
чается из общей расчетной длины.

d) Третий числовой пример

а) Общие сведения

Необходимо конструировать стык 42 55 та-
ким образом, чтобы он мог воспринять макси-
мальный изгибающий момент. Поперечная сила
пр 1 этом принимается равной нулю. Все размеры
и значения вытекают непосредственно из рис. 75.

Rz = 1,4 т'[см2.
Р) Наибольший изгибающий момент

Момент сопротивления балки I 55 1^=5100 си3;
так как /?z=l,4 mjcM2, то

М„— Affflax= W-Rz = 5100-1,4 = 7140 тем..

7)	Определение поперечного сечения
стыка

Имется поперечное сечение стыка, представлен-
ное на рис. 75 в, состоящее из полного заполне-
ния площади поперечного сечения балки стыковым
швом, верхней и нижней накладок 350-22 и двух

Действительное наибольшее напряжение попе-
речного сечения стыка от изгиба будет:

=от = °’745

допускаемое же напряжение для стальной накладки
полки

A>z = l,4 т/см2.

8)	Наибольшее напряжение стыкового
шва

°ст • V 0,745-27,5	„	, о

тсв = —т  = —29J— = 0,69 т/см*.

Рис. 75. Жесткое соединение стыка широкополочной балки I 55 с помощью полной стыковой сварки н накладок.
а — фасад; & —поперечное сечение стыка; с—эпюра напряжений; d — совмещенные швы соединения стенки с накладкой; е — вид сверху;
/ — сеченне— Ь.

накладок на стенки балки 380-20. Линия центров
тяжести поперечного сечения стыка лежит в сере-
дине балки, совпадая с центром тяжести балки.

Поперечное сечение стыка сконструировано в со-
ответствии с поперечным сечением балки: силы, дей-
ствующие на полки, передаются через накладку, а
действующие на стенку — через соединение стенки.

Действительный момент инерции сечения будет:

для стыковой сварки........• . . . Jf= 140300 см*

для накладок полок = 35,0 (59,43 — 55,03) ~ = 126028 елг*
для накладок, стенки . . . /<? = 9 —9 ’ = 18292 .

°	12

/„ = 284620 см*
и момент сопротивления будет

= 9583 см*.

Так как в стыке балки стыковые и угловые швы
действуют совместно, то и для стыковых швов
допускаемое напряжение берется как для^угловых,
т.е.

7?св — 0,5 R = 0,5-1,4 = 0,7 mjcM2-.

е) Расчет угловых швов, соединяющих
накладку с полкой

Накладка или угловые швы должны выдержать
следующие силы (рис. с).

Q 4- т

О _____ с СТ СВ

*накл — * накл rj _ =:

= 2,2- 35,0 0/745+ °’69 = 55,2 т.

Имеются два фланговых и один лобовой шов.

8min = 22 мм; 7/2доп == 0,707 • 22 = 15,6 мм;

тЛСТ = 12 мм.
Требуемое поперечное сечение сварки
„ /’накл 55,2
fTp =^_ = ^_=79,0^«.
*'св	’

Лобовой шов Zj = 30,0 — 2/п = 30,0 — 2-1,2 —
— 27,6 см.

Угловые швы

, _Аакл -	55,2-1,2-27.6.0,7

2т₽ —	2ш2/?св	—	2-1,2-0,7	—

= 19,6 см,
/2ДСТ = 19,8 см.

Принимая длину участка стыкового шва полки
в 30 мм, получим общую длину накладки

2/2дст+2/п+3,0 — 2 • 19,8 4- 2 • 1,24-3,0=45,0 см.

С) Расчет угловых швов, соединя-
ющих накладки со стенкой

Часть момента, воспринимаемого накладками
стенки в месте стыка, будет

M5=MCT-i

JCT

здесь Js — момент инерции накладок, JCT — момент
инерции всего сечения.

Согласно данным задачи и предыдущих вычислений

ЛТст =7140 т см J„ = 284 620 CM* Js =
= 18 292 см*,

откуда

Afs = 7140^^ = 458 т. см.
ZO'tuZU

^mln === 16 MMj Щдоп == 0,707 • 16 = 11,3 ММ‘,
/Идет =Ю ММ.

На рис, 75d толщина швов совмещена с плос-
костью соединения.

Площадь сварки будет

2F, = 2-1,0-38,0 = 76,0 см?

4 F2 = 4 • 1,0 • 6,0= 24,0 см?
FCB = 100 см?.

Расстояние z до центра тяжести площади F2

24,0-3,5

Z=F^~ 100,0 = 0,84 СМ'

Полярный момент инерции (см. далее разбор
настоящего примера).

JP = Jx 4- Jy

88,08 4-2 • 6,0/40,03 — 38,03/^2 =18 274 см*

Jy = 76,0 • 0,842 4_4MW3	24)0.2 662 = 296 см^

Jp=:Jx4-Jy = 182744-296 = 18570 см*

Наибольшее напряжение испытывают волокна,
наиболее удаленные от центра тяжести площади
сварки

»г	шах	20,0

Тншах —^5 Jp =458 '18570' = 0,49 т/см?

ЛЛ ^шах	5,66

’^max—-Ms j = 458 18 570 = 0,147П/слт’.

Наибольшее суммарное напряжение

^ах= /Ашах4^Чах = /0,492 +о, 142 =
= 0,51 ml см?.

Напряжение ’Нтах не должно превышать напря-
жения стыкового шва, расположенного на одина-
ковой высоте

^дОП=0,7^° =0,51 т/см?.

Здесь /?Св=0,7; 20,0 — вертикальное рассто-
яние внешних волокон сварных швов, соединяющих
накладку со стенкой от нулевой линии; 27,5 рас-
стояние по вертикали крайних волокон стыковой
сварки от нулевой линии, равное И высоты балки.

т]) Разбор примера

При расчете соединения накладок стенки при-
менен был точный способ расчета с полярным мо-
ментом инерции.

Ниже дается краткое объяснение образования
полярного момента инерции.

Рис. 76. Экваториальные и полярные моменты инерции-

Момент инерции геометрической плоской
фигуры относительно оси х — х называют
экваториальным или осевым моментом
инерции. Он может быт представлен в виде выра-
жения

A =E/-J/2,

где f есть произвольно взятая элементарная пло-
щадка, а у — расстояние этой площадки до оси
х— х (рис. 76 а).

Момент инерции геометрически плоской
фигуры относительно точки О на плоско-
сти называется полярным моментом инерции и
выражается формулой:

JP = ^fr\

где f опять произвольная элементарная площадка
и г — расстояние этой площадки до точки О
(рис. 76 в).
Проводя через точку О две взаимно перпенди-
кулярных оси: горизонтальную х — х и верти-
кальную у—у (рис. 76 с) мы выразим полярный
момент инерции через экваториальные

Jp = Л + Jy , так как S/г2 = ^fyj-[_ Е fyt

В нашем примере ширина накладки сравнительно
мала, а потому в расчете вместо полярного мо-

Суммарное напряжение

Тсв= Ут21св-|-т22сВ =

= Т/0?3533 4-0,6«82' = 0,77 mjCM*.

Превышение над допускаемым напряжением
/?св=0,7 т'см2 незначительно.

В общем случае, в сооружениях, при соединениях
стержней и накладок, действием изгибающего мо-



ч» ._5--

1~'У г



лшнгИвый шов,



£



мента от внецентренного приложения сил
пренебрегают.

В примере не требуется дополнитель-
ного устройства прорезей, так как в на-
кладках полки и

IP55

стенки отношение

ij 'гг-о^т^смг

12 _»!	, 13S —__5,

концевой *

КРАТЕР

1^!^

ТрО,68Вт/см?

Рис. 77. Соединение накладки с учетом внецентренного при-
ложения сил (при расчете сооружений обычно пренебрегают).

ширины b
толщине о

На рис. 78 дана другая конструкция
накладки для стенки. Так как здесь име-
ются лишь вертикальные швы, то на-
кладка может быть продолжена вверх и
вниз до начала закругления полок. Гори-
зонтальные швы при этом вследствие труд-

мента инерции можно принять экваториальный.
В этом случае наибольшее напряжение от изгибаю-
щего момента будет:

тн= Ms — = 458 -3^- = 0,50 т см2,

Jx	18274

весьма мало отличается от результатов, получен-
ных по точному способу.

Угловые швы, соединяющие накладку с полкой,
рассчитывались на срез. Строго же говоря, угло-
вые швы испытывают еще напряжение от изгиба
вследствие эксцентричности нагрузки. В нашем
случае, например, на фланговые швы действует
срезывающая сила

р ____р ^2______55 9	2-19,8	_on 6/и

^фл — Гнакл 2Z — OO,Z2,19)8_}_2716 —

и изгибающий момент

МфЛ—РфЛ е = 32,6-1,7 = 55,4тем.

Совмещая угловые швы с плоскостью соедине-
ния

р^л == 2/п/г = 2-1,2-19,8 — 47,5 С л2,

_ ml.? Q 1.2-19.82 л .

1Гфл = 2	= 2 —g-----= 157 СМ3.

Напряжения от момента и перерезывающей силы

Т1“=^ = тя1 = 0-353

=	=^-=0,688 mjrf.

ного доступа могут и не выполняться.

Допускаемая толщина угловых швов будет
0,707-16= 11 мм.

Момент сопротивления
совмещенных с плоскостью

обоих сварных швов,
соединения

Рис. 78. Стык накладом
стенки с одними лишь
вертикальными угловыми
швами (недостаточно).

накладку по всему пе-

— 646 см3,
_ Afsi _ 458 _
~HmaxП7св — 646
= 0,71 т;см2,
п „ 21,0
Тндоп — °’7 27,5 “
= 0,534 т'см2.

Таким образом устрой-
ство одной лишь накладки
без горизонтальных швов
недостаточно, но и не-
зависимо от этого на-
дежнее будет приваривать

риметру прерывными швами.

е) Четвертый числовой пример

а) Общие сведения

Далее разбирается предыдущий пример, но с вну-
тренней накладкой. Устройство двойных накладок,
имеет целью держать толщину накладок в извест-
ных пределах. Конструкция стыка дана на рис. 79.

1 П р и м. р е д. Afs — следует вычислить по формуле,
данной в разделе S и С т. е.

= А Л4„

JC7
Необходимо обратить внимание, что внутренняя
накладка соединена с полкой лишь по трем сторо-
нам; на угловые швы поэтому действуют, кроме со-
ответствующего сдвигающего усилия, также изги-
бающий момент от внецентренного приложения
силы.

Определение поперечного сечения сварных швов
для наружных накладок и накладок стенки не пред-
ставляет ничего нового; поэтому ниже приводится
поверка прочности соединения лишь внутренней
накладки. Поперечное сечение стыка и эпюра на-
пряжений понятны из рис. 79.

Расстояние до центра тяжести zx от центра тя-
жести площади F{.

_ 9,0-5,0	. R „„

г.х— — 27,5	1,6 см.

Расстояние zv от центра тяжести площади F2:
v, ?уу 18,5-9,75 с с
= = см-

Полярный момент инерции (см. разд. 7, е, »])

700 ' f TOO

Рис. 79. Жесткое соединение стыка широкополочного двутавра I Р 55
с помощью стыковой сварки, внутренних н внешних накладок полок и
накладки стенки.

а ~ фасад; Ъ — поперечное сечение стыка; с — эпюра напряжений; d — вид сверху; е - со-
вмещенные угловые швы соединения внутренней накладки с полкой.

Jp = Jx + Jy-, /ж= 18,5-1,6г-|-
4 I-.0'?.0.3 9)0.3,42 = 207 см1'

Jp =	18,5 -3,151 2 +

4-9,0-6,62 ]р = 13Ю см>.

Изгибающий момент, воспри-
нимаемый сварным соединением
в форме буквы Г (рис. 79е) будет
иметь следующую величину:

М = Pte — 9,6 • 3,9 = 37,44 т см.

Наибольшее напряжение воло-
кон будет или в углу 1 или
в углу 2. Накладка верхней полки
работает на сжатие, а нижней —
на растяжение.

Волокно в углу 1:

"Св	Jp

= 37,44

2,1

1310

Fcs~
9,6 _
27j~

Р) Расчет угловых швов для присоеди-
нения внутренних накладок

Имеется один фланговый и один лобовой шов.
Внутренняя накладка или угловые швы должны вы-
держать следующую силу (рис. 79с).

Pj = /*)	= 1,6 • 10,0-0,6 = 9,6 /п;

8min = 1 6 ММ',
/«доп = 0,707-16 = 11,3 мм-,
/пдст = 10 мм.

На рис. 79с толщина шва т совмещена с пло-
скостью соединения.

Площадь сварки:

^ = 1,0-18,5 = 18,5 см*

Р2=1,0- 9,0= 9,0 см*

FCB = 27,5 см*.

= 0,060 — 0,349 = 0,289, т]см*
т. = М-± = 37,44^ = 0,356 т!см*

1г,св Jp	1310

г1св 1/х21й 4“ x2l» ~
CBmax г "св гсв

= Уб;2892 4-0,3562” = 0,458 mjCM*

Волокно в углу 2:

Л2 , А	7,9 , 9,6

т2. —Л!-2 4--1=37,44--------------

Лсв J 1 Fce	1310 1 27,4

= 0,228-|- 0,349 = 0,577 mi см*

1 П р и м. ред. Собственным моментом инерции пло-
щадки f) относительно оси параллельной х — х прене-
брегаем в силу малости его.

2 Прим. ред. Тоже для площадки А относительно
оси параллельной у—у.
v2	7,1

Ч = Л1Г = 37’4413ГО = 0'205 т1см2

= у 0,5772-|-0,2052 = 0,61 mlcM2.

Действительные напряжения остаются в допу-
скаемых пределах; также и наибольшие продоль-
ные напряжения. t2ft = 0,577 mlcM2 не превышают
среднего напряжения накладок am=0,6 ml см2.

Р,

В волокне угла 1 напряжение действует об-
h	г<=в

ратно напряжению М в волокне же 2, наоборот,
Jp

оба значения имеют одинаковый знак и склады-
ваются.

При расчете соединения внутренней накладки
на нижней полке балки получаются такие же
результаты, однако с обратным направлением
стрелки.

f) Испытание сварных балок, работающих
на изгиб

а) Общие сведения

Из целого ряда опытов, произведенных в Дрез-
дене, ниже приводятся лишь два главнейших
(см. „Der Stahlbau” 1931, вып. XII).

Р) Испытание балки, изображенное
на рис. 80

Испытуемая балка была соединена в середине
встык; в полках были применены У-швы и в стен-
ках Х-швы.

Не-------------------l^ZOOO------------------И

Рис. 80. Соедииеиие встык с помощью стыковых
сварных швов.

Изгибающий момент

AI=^=qoo=5O р
4	4

р
Поперечная сила Q = — ,

Площадь и момент сопротивления сварного шва
те же, что у I	20: FCB = 82,7	см2 WZB =	595	см2.

Напряжения	от момента и	поперечной	силы:

М	50 Р

т1св— гсв — ~595~ — °-84

О	Р

Т2св =	2-82,7 = 0,006 Р'

Суммарное напряжение:

тС8 = V Х2 т2 = р у о 084’ + 0,006 « =
* со	Ьо	| а

т= 0,0842 Р.

При допускаемом напряжении R = 0,5 Р =
5св	S

= 0,5-1,2 =0,6 т[см2, допускаемая сила будет:

_ \в
Рлоп 0,0842 — 7,13 /п.

При испытании разрушение наступило при на-
грузке /?в = 38,3/п, при этом коэфициент за-
паса был равен

рв 38,3 с .
v =—— =-------= 5,4 кратный.

°доп 7,13

Цельная балка ~Т~ Р 20 при временном сопроти-
влении 0g = 3,7 т/см2 могла бы выдержать в се-
редине следующую силу

D ®в^7	3,7-595	..

7% =------—— =-----------= 44 т.

1	50	50

Сварка встык выдержала 38,3 т, лишь на 13%
меньше, чем балка | 20. Отсюда видно, что
способ расчета по Т. У. и Н. в действительности
имеет чрезвычайно большой запас прочности.

у) Испытание балки, изображенной
на рис. 81

Испытуемая балка сварена в середине угловыми
швами с помощью сквозной диафрагмы.

Рис. 81. Соединение стыка с помощью сквозной диа-
фрагмы.

а — фасад; b— поперечное сечение стыка; толщины сварных
швов а совмещены с плоскостью соединения.
Pl Р-200

Изгибающий момент M =	— — 50 Р

п р

и перерезывающая сила Q = о.
а

На рис. 81 толщина швов т совмещена с плос-
костью соединения:

Fcb = (2 • 19,04-4 • 8,5) 0,78 -|- 2 • 0,5 • 9,0=65,2 см?.

= 19,0 (21,563 — 20,0з)	4- 2 • 8,5 (16,83 —

— 15,243) 1 4- 2	4962 см<

1л/	1л!

JV7 4962	,„п з

^св=10Л8 =46° СМ'

Напряжение от момента и перерезывающей силы

М  50 Р	_ ,п0 п

х1св — р7св —460 — °’1087 Р

’><.“£ = 2W = 0'0077 Р-

Суммарное напряжение

= Р У0,10872 4- 0,00772 = 0,109 Р.

При допускаемом напряжении
/?усв= 0,5= 0,5-1,2 = 0,6 т1смг

получаем:

Р -	- °’6	- 6 6 т

**оп 0,109	0,109 — °’0 т'

Во время опыта разрушение наступило при на-
грузке Рв = 33,4 т, т. е. при коэфициенте запаса

т . Рв 33,4

V = -н— =	=6,1 кратном.

/ЛОП

Цельная балка I 20 при временном сопроти-
влении в 3,7 т?см2 могла бы выдержать 44 т.
Таким образом разрушающая нагрузка при сварном
соединении на 24% ниже, чем при цельной балке.

Посредством усиления сварных швов полки
до 9,7 мм можно было бы достичь равнопрочно-
сти сварного соединения с целым сечением балки.

Малые допускаемые напряжения не дают воз-
можности при стыках подобного рода использовать
балку полностью.

Стык балки при полном ее использовании дол-
жен находиться там, где изгибающий момент ра-
вен от 0,5 до 0,6 /Ищах, или же необходимо,
как это указывалось в предыдущем разделе, пред-
усмотреть особое перекрытие стыка.

8.	Расчет и конструкция частично
защемленного соединения балок

При частично защемленных балках верхняя ра-
стягивающая накладка не приваривается, а сбал-
чивается соответствующим числом болтов. Правила
устройства таких накладок приведены в таб-
лице 48 I тома Грегора (русский перевод). При
соединении верхней накладки с помощью сварки
прикрепление приближается к жесткому, так что
основы расчета будут совершенно иными.

Свободный промежуток между краями балки и
прогона делается около 10 мм и во время мон-
тажа заклинивается плотно забиваемыми планками
различной толщины. Прокладки привариваются
обычно прихваточным швом (точками).

Лучше всего производить соединение балок и
прогонов с выравниванием полок по верху так,
как это показано на рис. 82а и Ь. При одинако-
вых высотах балок междуэтажного перекрытия
соединение их не представит ничего особенного.

При неравных высотах балок, при разности вы-
сот до 40 мм, соединение производится согласно
рис. 82а. Действующая на нижнюю полку сжи-
мающая сила передается на приваренные накладки;
толщина этих накладок дается такой, чтобы ниж-
ний край накладки находился на одном уровне
с нижним краем соседней балки. Сила S2 нижних
накладок в противоположность верхним опреде-
ляется по полному поперечному сечению полки:

Sd = b 8 Rz. Здесь b — означает ширину полки
балки,

8 — толщину полки на расстоянии й/4,
Rz—допускаемое напряжение в балке.
Если к полке приваривается не одна, а две на-
кладки, то они должны располагаться ступенчато и
соединяются швами, расчитанными на силу Sd.
При точном расчете, при соединении второй на-
кладки, необходимо принимать во внимание изгиба-
ющий момент S/je. Сварное соединение может
состоять как из фланговых швов, так и- из
фланговых вместе с лобовыми. Расчет сварных
швов производится согласно разделу d, rj и разд.
В, 2.

При неравных высотах балок с разницей от 50 мм
и выше сила передается через два консольных ребра
жесткости, приваренных к стенке большей балки.
Гладко остроганные концы ребер жесткости высту-
пают на 2 — 5 мм от краев балки.

Сварное соединение ребра жесткости, кроме
продольно направленной силы 1/2 Sd воспринима-
ет еще момент Sd&. Расчет производится в соот-
ветствии с разд. С, 1, Ь.

На рис. 82 с и d представлены соединения балок
с частичным защемлением потолочных балок, когда
они при разных высотах выравниваются по ниж-
ней полке.

При разнице высот до 40 мм способ устройства
соединения производится по рис. 82 с, а при
129

е

КОКОВОЙ ВИД СТЫКА

лр~4г"сЬ



gj] 0EPXH. РАСТЯГИВАЮЩАЯ НАКЛАДНА



'• ПЛАНКА СЖАТИЯ
ПРИВАРЕНА ТО ЧКАМИ

I2S

ПЛАНКА СЖАТИЯ
ПРИВАРЕНА ТОЧКАМИ

СЕЧЕНИЕ С-£

СЕЧНННН д - h

ПРОКЛАДКА

МОНТАЖНЫЙ
уголок

Рис. 82. Частично защемленное соединение балок с выравниванием верхних или нижних полок балок.

а —балки выравниваются по верху; розница в высотах снизу до 40 мм', b — балки выравнива тся поверху, разница в высотах внизу от 50 мм
н более; с — балки выравниваются по низу разница вверху до 40 mmi d — балки выравниваются по низу, разница в ерху ©т 50 лл и больи е.
разнице от 50 мм и выше согласно рис. 82rf. Сила
St определяется из полезной площади полки балки

Sz^(b — 2d) 8/?z,

где b — ширина полки меньшей из соединяемых
балок,

d— диаметр болта,

8 — толщина полки,

Rz — допускаемое напряжение на балку.

При способе устройства, указанном на рис. 82с,
в целях уменьшения изгиба болтов, выравнивающие
накладки, кроме зажима болтами, удерживаются
еще легкими сварными швами; нижнюю накладку
лучше всего приваривать к балке, а верхнюю
к .верхней растягивающей накладке.

Передача опорной силы происходит через опор-
ные или торцовые планки, о которых подробно
говорилось в четвертом разделе.

Решение числовых примеров здесь не произво-
дится, так как подобные расчеты имели место
раньше.

9.	Расчет и конструкция шарнирного
стыка

а)	Общие указания

Различают, главным образом, болтовые шарниры
и шарниры из планок. Для обоих видов шарнирных
стыков ниже приводятся числовые примеры.

Рис. 83. Болтовый шарнир,
а — вид сбоку; b — поперечное сечение; с — продольный разрез, d — к приближенному расчету; е — к правильному расчету.

При способе устройства, указанном на рис. 82(Z,
две полосы стали свариваются между собою в виде
тавра. Оба верхних угловых шва воспринимают
сдвигающую силу Sz.

Угловые швы, соединяющие нижние края стенки
тавра с полкой балки, воспринимают продольную
силу 32, от которой получаются напряжения т1св>
равномерно распределенные по длине шва и на-
пряжения т2св от момента М — Sze> которые на
краю а будут растягивающими, а на краю в
сжимакйцими.

Расчет угловых швов, как известно, происходит
по формуле

TjCB --

^СВ

Sze
ЬсВ

Тсв — Т,2св “Н^св •

b)	Первый пример

а) Общие сведения

Ниже приведен расчет болтового шарнира, пред-
ставленного на рис. 83. На двойную накладку,,
приваренную к стенке консольной балки с помощью,
болта опирается стенка подвесной балки. Давление
в шарнире О равняется .12 т. Все размеры даны
на рисунке Rz в данном случае принято 1,2 т\см2..

$) Приближенный расчет

Опйп — Ю мм; /ПдОп = 0,707-10 =
= 7,07 мм; т№1 = 7 мм.

На рис. 83(/ толщина сварных швов совмещена
с плоскостью соединения.

Площадь сварки

2Fj = 2 - 0,7 • 25,0 = 35,0 см?

4Д2 = 4 -0,7• 9,0 = 25,0 см2
рся = (50,6 см2.
7b

Расстояние z от шарнирного давления до центра
тяжести площади сварки

Z =	3S.0.1<|.3S + 25,2.14.S=i	„

Fcb	60>2

Тогда воспринимаемый сварными швами момент
будет:

/И = Gz = 12,0-17,32 = 207,8 тем.

Пренебрегая вертикальной площадью сварки,
примем, что момент воспринимается двумя гори-
зонтально действующими силами S. Действующая
на сварку пара сил имеет плечо с — 257 мм,
равное расстоянию между центрами тяжести пло-
дцадей F2 (рис. 83rf).

„ М 207,8 о „о „
s=—= w = 8’08 т-

Сварные швы, следовательно, должны рассчи-
тываться на срез.

Напряжение площадей сварки Fy и F2 в гори-
зонтальном направлении от силы S будет

5	8,08	,

= = = °>641

Напряжение площадей Fr и F2 в вертикальном
направлении от действия силы G будет:

т,с*=='^Г = бо^ = 0’1" т,СМ

и суммарное напряжение для площади F2 будет:
'"с. = У^‘с. + Лс. = V 0,64Р + 0,1992 =

= 0,67 т[см2,

/?5СВ = 0,5 Rs =0,5-1,2 = 0,6 т'см2, т. е.,

тю приближенному способу расчета, получается
что мощность сварного соединения недостаточна
-С помощью точного способа расчета, производимого
в дальнейшем, суммарное напряжение тсв не пре-
вышает допускаемого напряжения.

у) Точный расчет сварных швов

При правильном способе расчета считают, что
момент Gz воспринимается не только горизон-
тальными швами с площадями F2, но и верти-
кальным швом с площадью У7!. Иными словами
вся площадь сварки FZB противодействует как мо-
менту, так и опорному давлению. В основе рас-
чета лежит положение центра тяжести всей пло-
щади сварки.

Полярный момент инерции (разд. 7, d, rj)

0,7-25,0’ ,
12	।

+ 2 • 9,0/26,43 — 25,03/ -L — 5984 см*’

Jy = 35,0  2,ОЗ2 4- 4	-f-

] o 2,822 = 516 cm.4
' 20,I 	= 65(X) cm 4

Наибольшее напряжение испытывают наиболее
удаленные от центра тяжести волокна площади
сварки
h	139	•

=М = 207,8 g, = 0,42 т/ем’,



+ g° = °,43 т;см*.

"ma*c. J' " ^maxCB " l/maxCB

= У0,422 4-0,432 = 0,60 т/см*.

8) Поверка прочности накладок

Поверку прочности накладок производить не
будем, так как напряжение основного металла
всегда лежит ниже, чем 1,4 наибольшего напря-
жения на сварный шов.

е) Разбор примера

На рис. 83 d и е указаны значения напряжений
в точке а для приближенного и точного способа
расчета. Согласно приближенному способу расчета
в точке а для площади F2 получается напря-
жение тсв = 0,67 т/см*, а для площади

Т7!—Р?199 ml см2.

Из этого результата можно ясно видеть зна-
чительное отклонение от действительного напря-
жения, так как последнее может иметь в одном и
том же волокне только одну величину и одно
направление. По правильному расчету в точке а
получается напряжение тсв — 0,44 т/см2, которое
естественно и имеет место в действительности для
площадей рг и F2, так как при точном способе
было учтено все [///-образное поперечное сечение
сварки.

с)	Второй числовой пример

а) Общие сведения

Ниже приведена поверка прочности шарнира
из планок, изображенного на рис. 84. На нижней
половине консольной балки и на верхней половине
Рис. 84. Шарнир из планок.

а — вид стыка; Ъ — консольная балка; с — подвесная балка; d — сечение а — Ь\ совмещенные швы соединения планки.

подвесной балки приварены планки. Между обеими
планками включен опорный вкладыш, который
одновременно связывает обе балки с помощью
поперечных шайб и болтов. Так как болты рас-
положены на уровне нулевой линии балки, то
они не нарушают шарнирного действия опоры.

Благодаря планке, приваренной к подвесной балке,
опорное давление передается непосредственно на
стальной вкладыш, а через него на планку,
приваренную с консольной балке. Для того чтобы
опора имела возможность поворота, планки имеют
небольшой скос. Опорное давление равняется 30 т.
Все размеры даны на рис. 84.

R— 1,4 ml см2.

р) Непосредственная передача усилий
от планок к вкладышу

Опорная поверхность планки имеет 2,5 • 10,0 =
= 25,0 см2. Давление между планкой и вклады-
шем

G 30,0	. „	. 2

°- 25,0 — 25,0 “ 1,2 т^М •

у) Расчет сварных швов, соединяющих
планку с консольной или подвесной
балкой

Имеются два фланговых и один лобовой шов.

Smin = 19 мм, тлоп = 0,707 -19= 13,4 мм.
/пдст =12 мм.

Отбрасывая краторные концы, получим для флан-
говых швов

/1=170 мм. и для лобового шва 12 — 76 мм.

На рис. е толщина сварных швов совмещена
с плоскостью соединения.

Площадь сварки

Ч7х — Чтх = 2-1,2-17,0 = 40,8 см2
рг = т2 /2 = 1,2-7,6 = 9,1 см2

FZB =49,9 см2.

Расстояние z от центра тяжести всей площади
сварки до центра тяжести площади Ft будет

91-12 9

1 — о U-17,03

J СВ - ^2

IFCB =

+ 40,8 • 2,352-|-7,6 (12,9—2,35)2=

= 2054 см4,

2054

----=	=184 см3.

emax n-15

Сварным соединением воспринимается:
Изгибающий момент

М = Ge — 30,0-1,75 = 52,5 т см,

опорное давление G = 30,0 т.

Напряжение от момента и опорного давления

М 52,5	„	„

чв =т^;=7м=0’286 т1см >

Х2св==^=^ = 0,602 т,см*'

Суммарное напряжение

= |/0,2862 -f- 0,6022 = 0,67 т!см2.

Р = 0,5/?„ = 0,5-1,4 = 0,7 ml см2.

^СВ	°
В. СВАРНЫЕ БАЛКИ

1.	Общие сведения

В сварных балках применяют преимущественно
не уголковое железо, а полосовое.

Момент инерции относительно оси х— X гори-
зонтальных листов поперечного сечения составного
двутавра больше, чем момент инерции поясных
уголков, при затрате того же количества материала.
На этом основании для полок применяют горизон-
тальные листы, которые часто располагаются в таком
порядке, чтобы от нейтральной оси находились
дальше более широкие листы (рис. 85а). Распо-
ложение листов, как это указано на рис. 85в, не
выгодно в статическом отношении. В обоих слу-
чаях, для того чтобы избежать потолочной сварки,
необходимо поворачивать балку на 180°.

Рис. 85. Различные способы устройства поясов.

На рис. 85с показан способ расположения гори-
зонтальных листов, при котором сварка может произ-
водиться на месте постройки без поворота балки
и при отсутствии потолочной сварки при соеди-
нении накладных листов.

Для устройства ребер жесткости в сварных бал-
ках применяется полосовое железо, которые при-
варивают как к стенке, так и к поясу. И в этом
случае имеется преимущество перед клепкой, так
как отпадает необходимость делать высадку угол-
ков или применять прокладки. Вычисление момента
инерции в сварных балках вследствие прямоуголь-
ных сечений значительно проще, чем при клепаных.

В . статьях последнего времени (например
„Derj; Stahlbau" 1931 г., вып. XVI) рекомен-
дуется избегать устройства поясов по рис. 85 и 86
(сварная балка а). Вместо расположения одного
диета над другим предлагается применять пояса
из горизонтальных листов различной толщины,
соединяемых между собою встык, как это ука-
зано на рис. 86 (сварные балки в и с) 96 и 97.

Однако сравнение между собою уже возведен-
ных конструкций не подтверждает высказанных
положений. Наоборот, все примеры показывают,
что наиболее экономичное устройство пояса дости-
гается при расположении горизонтальных листов
один над другим. При этом способе устройства
для возможности наплавления швов, ширина после-

дующих горизонтальных листов выбирается на
20—50 мм больше чем предыдущих.

На рис. 86 произведено сравнение трех различ-
ных способов устройства поясных листов: балка а
с горизонтальными листами, расположенными один
над другими, b с горизонтальными листами раз-
личной толщины, соединенными между собою швом
встык, и балка с с соединением стыковыми шва-
ми и накладками (о других способах соединения
будет указано в разд. 5).

Для каждой из трех балок требуется следующее
количество стали и сварочного материала.

Обозна- чение балки	Вес стали Ki	Свароч- ные матери- алы Kt	Примечание
а	4 820	17	
в	5 020	19	1 Кроме того требуются боль-
	4 900	35	? шне расходы на обработку
С  1	, ,  , г.			)	по сравнению с а

Сравнение это указывает ярче всяких слов на
преимущество устройства балок по способу а. Вес
стали и расход сварочного материала у балки а
значительно меньше, чем у балок вис. Однако
не только вес, но и количество труда, затрачива-
емое на изготовление балки а, значительно меньше,
чем для балки вис. Стоимость балки с значи-
тельно повышается еще вследствие высадки на-
кладки и необходимости острбжки концов листов.
Не получится улучшения и в том случае, если раз-
ница в толщинах листов устраняется выравниваю-
щий прокладкой (рис. 96rf). В этом случае
еще больше увеличиваются веса балки и свароч-
ного материала, так как перекрывающая накладка
должна быть приварена полностью к выравниваю-
щей прокладке, исходя из условия равнопрочности
сварки с основным металлом, а прокладка в свою
очередь на тех же основах должна быть приварена
к горизонтальному листу.

Устройство опор, соединений и пр. произво-
дится так же, как и для прокатных балок (разд. А);
далее будет говориться лишь об особенностях
сварных балок.

2.	Соединение горизонтальных листов
с вертикальной стенкой

а)	Общие сведения

Расчет угловых швов, соединяющих горизон-
тальные листы с вертикальной стенкой составной
балки, производится так же, как и в клепаных бал-
ках.

Обозначение через J момент инерции всего се-
чения в ел4 относительно оси х — х, проходящей
через центр тяжести сечения; Q — наибольшую пере-
ЭПЮРА ДОПУСКАЕМЫХ МОМЕНТОВ ДЛЯ ВАЛКИ,, й

"	*	*	.Ь”'

и	а	в	ц it С

ЭПЮРА МОМЕНТОВ

О- И ЭПЮРА ДОПУСКАЕМЫХ МОМЕНТОВ (1см=8000 т. смУ

Рис. 86. Различные конструкции сварных балок.

Сварная балка а с различным по длине количеством листов пояса.	Вес стали = 4820 кг, сварочного материала = 17 кг.

Сварная балка Ь с изменяемой,по длине толщиной листов пояса.	Вес стали = 5040 кг, сварочный материал =19 кг.

Сварная балка с с изменяемой по длине толщиной листов пояса и с накладками. Вес стали = 4900 кг, сварочного материала = 35 кг,
а—эпюры действительных и допускаемых моментов (1 см = 6000 тпсм\ Эпюра допускаемых моментов для балки а, b— сварная балка а
М 1»: 60; с — сварная балка М 1 : 60; d — сварная балка с М 1 : 60.
резывающую силу в данном сечении в nv, S—
статический момент сечения всех присоединяемых
листов относительно оси х — х балки в ел*3. (По
рис. 87а: S = Fy, а по рис. 87e: S = /7tyi+F2j2»
— статический момент сечения вторых листов
в смА.

По рис. 87в	= F2yr

Ь)	При соединении вторых горизонтальных листов
к первым

е1 = QSl ^1== QSj 2 т1^ Хсв '

В балках, подверженных воздействию непогоды,
для лучшего предохранения их от ржавления целе-



Рис. 87. Соединение горизонтальных листов со стенкой балки.

а — соединение одного горизонтального листа; Ь — соединение нескольких горизонтальных листов.

N — допускаемое усилие на два сварных шва,
соединяющих все сечение пояса со стенкой.

N=2mlR4 .

°св

Здесь т — толщина угловых швов в см, Z—длвна,
угловых швов (без концевых кратеров) в см, до-
пускаемое напряжение на сварочной шов в т/см2.

N1—допускаемое усилие двух сварных швов,
которые служат для присоединения второго листа
к первому

Обозначим через:

е — шаг шпонок (расстояние между центрами
сварных шпонок), соединяющих горизонтальные
листы со стенкой;

Cj — шаг шпонок, соединяющих вторые листы
с первыми.

Напряжение на срез
О S
х = -~z- (здесь 8 — толщина стенки в см).
/.О

Передаваемое от стенки к поясу усилие на про-
тяжении одного сантиметра будет т В, а на длине е
Сварной шов на

т 8 е
участке длиною е должен выдерживать усилие
N=x§e. Подставляя вместо т его значение, по-
лучим

Kj—Qs*e — 22 е

1	~ /.8 — I к-

Отсюда определяется шаг шпонок.

а) При соединении всего поперечного сечения
пояса к стенке

е = QS^~QS 2 т^Хсв-

сообразнее наплавлять сплошные швы малой тол-
щины. Требуемая толщина сварного шва получается
из предыдущей формулы, если в ней положить
е — I, тогда:

Действительное напряжение

х -21.-I1

Расчет сварных швов начинают с опор, так
как перерезывающая сила там имеет наибольшее
значение; с уменьшением перерезывающей силы или
уменьшается толщина сварных швов или увеличи-
вается шаг шпонок. Практически толщина сварных
швов или шаг шпонок в пределах одной панели
(от ребра до ребра жесткости) остаются постоян-
ными и изменяются лишь при переходе из одной
панели в другую.

При прерывистом шве величина наибольшего
просвета между шпонками будет

10 = е — I.

Так как Т.У. и Н. для гражданских и промыш-
ленных сооружений не дают никакого ограничения,
то согласно существующим нормам для мостов
(см. Т. У. раздел II, § 6, п. Зв приложении) можно
установить наибольшие расстояния в свету как
для рабочей, так и монтажной сварки, увеличен

1 Прим. ред. Это выражение получается непосред-
OS
ственно из формулы Журавского: т = ~ если
/•о *
ширину 8 скалываемого слоя заменить через рабочую
ширину двух швов (2 т), воспринимающих скалыва-
ющее напряжение.
нив от 50 до 100% по сравнению .с принятыми
в сжатых и растянутых элементах.

По германским Т.У. и Н. горизонтальные листы
сжатого пояса,' имеющие ширину больше чем 30 8,
должны, кроме боковых угловых швов, быть со-
единены, по крайней мере, одним прорезным швом
(рис. 88 а).1 Горизонтальные листы могут быть
также разделены на две части (рис. 88 Ь).

fl.

Ъ

Р) Соединение всего пояса со стенкой,

8min = 12 мм, /Пдоп = 0,707 • 12 = 8,5 мМ\ тлст —
== 7 мм', / = 60 мм.

Ясв — о,5 Rz = 0,5 • 1,4 = 0,7 пЦсм?.

Шаг шпонок

е == -4 2 mltCB = 2823W 2.0,7.6,0.0,7=11,8сл.

l0 = e — l= 11,8 — 6,0= 5,8 см.

[) Присоединение второго листа
к первому

Zmi„ = 15 мм, Шд0П — 0,7 • 15 = 10,5 мм, li =
= 55 мм.

Возьмем шаг шпонки тот же самый, что и
раньше, и по нему найдем толщину сварного шва

I п t	QSi I

е* = QS 2	>	2/^

46,0-1509

W1 — 282310

11,8 = 0,38 S 0,4 см.

2 * о,о •0.1	J

8) Продолжение второго горизон-
тального листа за место теорети-
ческого обрыва

Согласно германским Т.У. и Н. горизонтальные
листы должны быть продолжены за место теоре-

Рис. 88. Соединение поясных листов, ширина которых
более чем 30 8.

«-—соединение горизонтальных листов с немощью угловых н ярорезиых
швов; b — соединение внешними и внутренними угловыми швами раз-
деленного ив две части пояса.

фасад.

п

/2$



Ь) Первый числовой пример

а) Общие сведения

Рассчитать шпоночные сварные швы балки, изо-
браженной на рис. 89, если перерезывающая сила
Q = 46 т. Сварная балка состоит из вертикальной
стенки 750-12, из горизонтальных листов верхнего
и нижнего пояса 200-20 и 250-15.; Rz — 1,4 т[см?.

Момент инерции всего сечения

1 ~ (25,0 • 82,03 — 5,0 - 79,О’ -18,8- 75,03) ~~ =
= 282310 см*.

Статический момент всего сечения пояса

S==Fjj14-/?ay2=2,0 • 20,0 - 38,54-1,5 - 25,0 • 40,25=
= 3049 см3.

Статический момент второго листа

Sj = F2j/2 = 1,5-25,0-40,25 = 1509 см3.

1 П р и м. р е д. По Т.У. н Н. действующим в СССР,
прорезные швы требуются при расстояниях между
фланговыми швами больших 20 8, где 8 — толщина при-
вариваемого листа или при ширине листа превышающей
350 мм.

А. Грегор.



g----

C7TW 750-Я



!-ти I

li'lL.. /я'мЬт. jji.iilni. ffiW,

вНД СвСРХГ г
о, П^~‘26в

•113 -Ив'



$

ГОРИЗОНТ ЛИСТ
/гео го
дк.,/.

тт тич. горизонт, листа

НАПУ СР для ПРИСОЕДИНЕНИЯ ГОРИЗОНТ. ЛИСТА

2 горизонт лист

250-35

Рис. 89. К примеру расчета соединения горизонталь-
ных листов.

тического обрыва на такую длину, чтобы соеди-
няемый лист у места теоретического обрыва мог
полностью вступить в работу (разд. 3, е первой
главы).1 * *

Поперечное сечение второго горизонтального
листа пояса

Fg =1,5 -25,0 = 37,5 см*.
s»

Так как допускаемое напряжение сварного соеди-
нения /?ScB = 0,5Z?z, то площадь среза сварных
швов по меньщей мере должна быть равной* двой-
ной площади поперечного сечения листа.

FCB = 2 Fgi = 2 • 37,5 = 75,0 см*.

8mln = 15 мм; Отдои = 0,7 • 15 = 10,5 ММ', тд„ —
= 10,5 мм.

Длина лобовых швов

It = 20,0 -2-1,05 = 17,9 см.

Длина фланговых швов

, _ £ —	_ 1 75,0 —1,05-17,9 — 26,8 см.

11 ~ 2	/и,	“ 2	1,05

т QS 1	46,0-3049	1

т— I 2?^-----282310““5^7 =0,355 — 0,4 ГЛ.

^Присоединение второго листа
к первому

т 1	460-i5°9 -U- о 19 см

W1 I 2тсв- 282310 2^1“ 0,1 У СМ'

из конструктивных соображений применяем шов
толщиною т = 0,3 см.

3. Ребра жесткости

Расстояние и размеры ребер жесткости, предо-
храняющих стенку от выпучивания и продольного
изгиба, находятся согласно § 68 Т.У. и Н. проекти-
рования и возведения металлических конструкций
и сооружений в СССР.

Рис. 90. Часть сварной балки с главными и второстепенными ребрами жесткости.

с) Второй числовой пример

а) Общие сведения

Разобранная в предыдущем примере балка
для предохранения от проникания воды в щели
в данном примере сваривается сплошными
швами.

Р) Соединение пояса со стенкой

Согласно выведенным в разделе а) формулам W,
толщина сварного непрерывного шва будет

1Прнм. ред. В Т.У. н Н., действующих в СССР,
прикрепление в сварных балках горизонтального листа
производится у теоретического места обрыва в соот-
ветствии с изменением моментов; для клепаных же балок
нормы требуют продолжить лист за место теоретиче-
ского обрыва листа на такую длину, чтобы расположи-
лось половинное количество заклепок, необходимых для
введения его в состав всего сечения.

Рёбра жесткости из полосового железа привари-
ваются к стейке с помощью шпоночных швов, а
к пояСу— с помощью сплошных.

ПриварКа к поясу имеет целью придать балке
больше жесткости (рис. 90).

Ребра жесткости настоятельно необходимо разме-
щать над опорой и в месте приложения значитель-
ных сосредоточенных сил; в таких главных нагру-
зочных пунктах они делаются соответственно толще,
чем промежуточные (рис. 86). При очень больших
поперечных силах, большею частью в конечных
панелях, рекомендуётся, кроме вертикальных полос,
приваривать наклонные полосы, которые работают
как раскосы.1

Для придания большей жесткости пояса необ-
ходимо еще приваривать небольшие треуголь-
ники жесткости, как это показано на рис. 90.

1 Прим. ред. Направление наклонных полос дол-

жно отвечать направлению сжатых раскосов в решетча-

той ферме с параллельными поясами.
4* Стык вертикальной стенки

а) Общие сведения

Стык вертикальной стенки сварной балки в ос-
новном рассчитывается так же, как стык стенки про-
катной балки (разд. А, 7).

На рис. 91 можно видеть различные виды стыков.
На рис. 91а дана конструкция стыка со сквозной
диафрагмой. Эта хорошая сама по себе конструкция
стыка возможна лишь тогда, когда напряжение
крайних волокон стенки не превышает 0,7 /?z, так
как установленные для стенки два сварных шва в наи-
лучшем случае (без учета влияния поперечных сил)

жений в наиболее удаленных волокнах, для чего
прорези по мере удаления от нейтральной оси все
больше и больше удлиняются. Также и вертикаль-
ные угловые швы могуг быть усилены по мере
удаления от нейтральной оси.

При расчете стыка вертикальной стенки вначале
необходимо определить часть приходящегося на
стенку момента.

Если мы через М обозначим весь действующий
на стык изгибающий момент в т см, через Ms.—
момент, передающийся на стенку т см, через 1 —
момент инерции всего сечения сварной балки в см*
и через Is — момент инерции стенки в см*, то получим

Рис. 91. Разливные виды стыков вертикальных стенок сварных балок.
а — при небольших моменты; Ь — при средних моментах; с — при больших моментах; d — при очень больших моментах; е — сечение « — а.

могут выдержать лишь 2-0,707 толщины стенки-
•8-0,5flz = 0,707 8/?z.

При напряжении в стенке до 0,5 Rz (предел,
в зависимости от величины перерезывающей силы,
различен) соединение стыка можно делать стыко-
вым швом.

Рис. 915 дает способ устройства стыковой
накладки шириной от 60 до 200 мм. Накладка
соединяется со стенкой с помощью фланговых и
лобовых швов. Такой простой способ соединения
стыка применяется, главным образом, в промыш-
ленных и гражданских сооружениях.

Если соедннеиие, показанное на рис. 915, недо-
статочно для воспринятия приходящегося на стенку
изгибающего момента и перерезывающей силы,
то, кроме стыковой накладки, применяется также
и стыковой шов.

Рис. 91с и d Изображает стыковую накладку с
фланговыми, лобовыми и прорезными швами; при
таком способе устройства можно произвести сое-
динение в сложных случаях, не прибегая к помощи
стыковых швов.

Для того чтобы достичь лучшего действия на-
кладок, прорезные швы необходимо располагать
по возможности далее от нейтральной оси. Расчет
можно вести также исходя из нарастающих напря-

Дальнейший расчет ведется так же, как и в раз-
деле А, 7.

Ь) Числовой пример

Ниже производится поверка прочности стыко-
вой накладки, изображенной на рис. 92. Все раз-
меры и обозначения даны на рисунке Rt == 1,4 т/см?.

Перерезывающая сила Q = 18,6 т, наибольший
момент, действующий в месте стыкаМ—12 700 тем,
общий момент инерции сварной балки

(30,0-105,0’ — 28,8-100,0’) -^=494060 см*

Момент инерции стенки

=	= 100000

Часть момента, воспринимаемая стенкой

М=М -^==127002570 т.см.
Имеются две стыковые накладки поперечным
сечением 200-10 мм и 900 мм длиною, 4 лобо-
вых шва, два фланговых шва и 8 круглых отвер-
стий.

Рис. 92. Устройство стыка вертикальной стенки с помо-
щью угловых швов и круглых- прорезных отверстий.

8rota = 10 мм", тдоп = 0,7-10 = 7 мм, п?дст =
— 7 мм.

Площадь сварки:

4 лобовых шва 4-0,7-10,0	= 28,0 см*

2 фланговых шва 2-0,7-90,0	— 126,0 „

8 круглых отверстий 8 (d—т) ти —

= 8(3,0 — 0,7) 0,7к = 40,5 см*

FCB= 194,5 см2

Момент инерции

/д = 2-10,0(91,43 — 90,0’) 1-|-2

(39,02 + 29,02) = 19 1 330 см*-

Так как в нашем примере применена сравни-
тельно узкая стыковая накладка, то здесь точного
расчета (разд. А, 7, d, tj) с подстановкой поляр-
ного момента инерции не производится.

Наибольшее напряжение получается в наиболее
удаленных волокнах площади сварки.

Напряжение от момента

= 25™тет, -O.eu

Напряжение су перерезывающей силы
Ту = 4=^ = 0,096 mJCM2.

Суммарное напряжение

= 0,62 т/см?.

Необходимо обратить внимание, что THfflax дол-
жно быть не более половины напряжения, имею-
щего место в стенке на том же расстоянии от
нейтральной оси.

ЧоИ = °>5-1>4Ц5=0.61 т/см*.

Напряжение в стыковой накладке

Стыковая накладка больше всего напряжена
в сечении а—а, так как здесь должно быть при-
нято во внимание ослабление круглыми отвер-
стиями

7„ = 2 1-°ff03 —f2 - 3,0 -1,0 (2 - 39,02 -f- 2 - 29,02)=
= 93 160 см*,

Wn = ^1° = 2070 см\

Ms 2570	, о. ,	,

° — lFn~~2O7O~ 1,24 ^1СМ >
= 1,4-^.= 1,2/л/сл2.

Действительное напряжение на самом деле меньше,
так как в расчете пренебрегается выгодное дей-
ствие лобовых швов от места стыка до сечения
«—а.

5.	Стык горизонтальных листов

а) Общие сведения

Стык горизонтальных листов рассчитывается,
главным образом, по действительному напряжению
в месте стыка.

Если мы через Fg обозначим поперечное сече-
ние перекрываемого горизонтального листа и через
а действительное напряжение, то действующее
в листе усилие будет

Было бы правильнее, как это принято при рас-
чете мостов, перекрытие стыка рассчитывать по
полному поперечному сечению горизонтального
листа. Так как горизонтальный лист часто целиком
не используется, то и размеры накладок полу-
чаются с некоторым запасом. Вследствие этого
расчетное усилие будет

P—FgR или FMvl =Fg и FCB^zFg.

В накладках, лежащих ближе к нейтральной оси,
чем соединяемые ими горизонтальные листы, не-
обходимо обращать внимание на то, что не только
их площадь, но и отнесенный к оси х — х момент
инерции накладки был не меньше момента инерции
соединяемого горизонтального листа.
b) Стык горизонтальных листов одинаковой
толщины

а) Общие сведения

На рис. 93 изображено непосредственное со-
единение стыка горизонтальных листов наклад-

дится в последовательном порядке. Для одной сто-
роны стыка:

Накладка I

Ff накл	FQf,

кой, ширина которой на рис. 93a
сделана более, чем ширина гори-
зонтального листа и на рис. 93в
менее.

В обоих случаях поперечное сече-
ние стыковой накладки должно быть
не менее поперечного сечения гори-
зонтального листа, а площадь свар-
ки не менее двойной площади по-
перечного сечения горизонтального
листа.

F/ea = S (m/h) = 2mili === 2 FQi.

НАИЛА ДИА I	ИННА ВАТОЧНЫЙ ШОВ ГОРИЗОНТ А-

^c-icHut a-b

Лаы S Fg, FCB = S (ml) =
=г,201^14- m2l2	2 Fg.

НАКЛАДНА I

rОРИ ЗОНТ. ЛИСТ 1

а-- нанцЕзой нратеи

I,

вид ЗВЕРЕ if

IA

®U к— ДЛИНА НАИЛА ДИ И Т —I

--------- ДЛИНА НАИЛА ди и И -

Рис. 94. Непосредственное перекрытие стыков нескольких поясных
листов накладками.

на рис. 94' изображен стык двух
горизонтальных листов. Нижний лист
перекрыт непосредственно распо-
ложенной над ним накладкой I. К
мам накладки принимают впритык

обеим сторо-
верхний го-

Накладка II

Fiimka Fail',

Fuza—^ (multi) — ЯтщЬц -|-miijlut2 Fq2-

Рис. 93. Непосредственное перекрытие стыка горизон-
тальных листов одинаковой толщины накладкой.

tcp&ne а -Ъ

ризонтальный лист 02. Стык второго листа и
накладки I вновь перекрывается накладкой II.
Так как при таком устройстве стыка всюду
происходит непосредственная передача силы, то
расчет перекрытия отдельных листов произво-

Накладка II по всей длине накладки I при-
варивается лишь прихваточными швами, так как
этот участок накладки не воспринимает никаких
усилий.

На рис. 95 два горизонтальных листа перекрыты

Рис. 95. Перекрытие стыка нескольких листов одной
накладкой.

всего лишь одной накладкой. Однако, по сравне-
нию со способом устройства стыка, указанного на
рие. 94, этот стык менее выгоден, так как согла-
сно § 4 п. 7 германских Т.У. и Н. соединение ле-
вого конца накладки вследствие передачи усилия
через ^промежуточный элемент должна быть увели-
чена на длину соединения. Заштрихованные пло-

щадки изображают предполагаемое направление
усилий.

Расчет стыка, изображенного на рис. 95, про-
исходит так же, как и на рис..94. Площадь накла-
док должна быть не меньше, чем наибольшая
площадь горизонтальных листов. Если, например.
Fei больше, чем Fg2, то F накл >• Fai, наобо-
рот, если Fg2 больше, чем .Fa, то F^ накл Fq2
и так

F накл = ^отах> FCB/ = FZBll — 2FОтах-

Р) Числовой пример

Ниже производится поверка прочности стыка
горизонтального листа, изображенного на рис. 94.
Первый горизонтальный лист состоит из полосо-
вого железа 200-10, а второй 250-10.

&min = 10 мм; /Пдоп = 0,707-10 = 7 мм;
тл„ = 7 мм.

Накладка I

Площадь накладки I из полосоного железа 250-10
больше, чем поперечное сечение горизонтального
листа из полосового железа 200-10.

Требуемая для соединения площадь сварки

Л:в/ = 2/:'о1 = 2-1,0-20)0 = 40,0 см2.

Требуемая длина обоих угловых швов

, ^СВ1   40,0 по
1г1~ ~2~т	2^7 “ 28,6 СМ

(допустимо 40/п = 40-0,7 = 28,0 см; незначитель-
ное превышение можно оставить).

Накладка II

Площадь накладки II из полосового железа
280-10 больше, чем поперечное сечение соединя-
емых его листов из полосового железа 250-10.

Требуемое для объединения поперечное сечение

Гсв = 2 FG2 = 2 -1,0 - 25,0 = 50,0 см2.

Длина лобового шва 1ц2 =25,0—2 • 0,7=23,6 см;
длина же фланговых швов

^свп ~~ mii2 hi2	50,0—0,7 • 23,6

1111 =	2^7	= 23,9 СМ'

Сварки впрорезь не требуется, так как отно-
5	28,0 оо	,п

шение -г = тк- = 28 меньше, чем 30, а длина

О 1,V

соединения — не больше 40 т.

с) Стык горизонтальных листов разной
толщины

а) Общие сведения

Рис. 96 дает представление о различных ви-
дах стыков горизонтальных листов разной тол-
щины.

Такой способ устройства получается в сварных
балках, пояс которых по всей длине состоит из
одиночного листа (см. также рис. 86 балка „6“

и „с"). Раньше в разд. I путем сравнения было
доказано, что такое - устройство, несмотря на ре-
комендацию ее журнальными статьями, менее эко-
номично, чем устройство пояса из нескольких лис-
тов, расположенных один над другим (рис. 86
балка „а").

Расчет и устройство различных конструкций
стыков следующее:

При стыке, указанном на рис. 96а, С V ил»
ЛГ-швами толщина сварного шва равняется наимень-
шей толщине соединяемых листов. В соответствии
с Т.У. и Н. допускаемое напряжение для стыковых
швов в сжатом поясе равняется 0,75и при ра-
стянутом поясе 0,6 /?г. 1

Поэтому места стыков верхнего и нижнего поя-
сов располагаются на разных расстояниях от
опоры и отодвигаются от опоры до того сечения,
в котором не будут превзойдены допускаемые на-
пряжения. Горизонтальные листы вследствие умень-
шения напряжения в стыковых швах полностью на
используются.

Рис. 96в дает пример усиленного стыка. Для
того, чтобы толщина сварного шва „т“ могла быть,
равной наибольшей толщине соединяемых листов
8т»х, необходимо лист с меньшей толщиной уси-
лить выравнивающей планкой. Толщина выравни-
вающей планки получится из разницы толщи»
обоих соединяемых листов. Соединение выравни-
вающих планок рассчитывается на силу

Р1 = (8Шах — 8т1п) Ia Rcb.

Здесь 1а — допускаемая длина стыкового шва.

При стыке, показанном на рис. 96с, кроме
стыкового шва, предусмотрена изогнутая на-
кладка.

Горизонтальный лист большей толщины немнога
скашивается у конца для того, чтобы можно было
приварить накладку без устройства специальной
прокладки, а с постепенным Переходом. С добавле-
нием накладок пояса используются лучше, однако,
по рассмотренной в 1-м разделе задаче можно
судить, что этот прием не дает выгоды по сравне-
нию со способами устройства, указанными нВ
рис. 96а и Ь. Стоимость накладок и соединяющих
швов превосходит достигаемую экономию на попе-
речном сечении пояса. К этому еще необходимо
добавить, что, по Т.У. и Н. при соединении одновре-
менно с помощью стыковых и фланговых швов,
за расчетное допускаемое напряжение принимается
допускаемое напряжение на фланговые швы; иными
словами: стыковые швы, которые без накладки
могли быть рассчитаны иа напряжения: при растяже-
нии 0,6 Rz и при сжатии 0,75 Rz; при одно-
временном же применении накладок всюду должны

‘Прим. ред. Т.У. и Н. СССР допускаемое напряже-
ние определяют для сжатых элементов в 1 000 кг,1 см2,
а для растянутых в 900 кг!см\
быть рассчитаны на допускаемое напряжение, равное
лишь 0,5

Представленное на рис. 96с? образование сты-
ка равноценно соединению, представленному на
рис. 96с. Разница состоит исключительно в том,
что стыковые накладки здесь прямые и, кроме

допустить сильных угловых швов (/Пдоп = 0,7078ш1п),
а потому требуемое соединение может получиться
чересчур длинным. Так как в большинстве случаев
допускаемые размеры в 40 • tn превышаются, то при-
ходится, как это и указано на рис. 96с?, дополни-
тельно к угловым швам применять прорезные швы.

ФАМД

 t	g—1—

Smin V-ЯЛИХ-ШОВ

ГН ‘^auo

ВИД СВЕРХУ

• УиЛнХ-ШОО
ГП'

ВИД СВЕРХУ ИЗОГНУТЫ СТЫНОВ. НАКЛАДКЯ

НАКЛАДНА

СВАРНОЕ СОЕДИНЕНИЕ СТЫЛА

НАИЛАДНОЙДОЛЖНО ВЫДЕРЖАТЬ
нормальную силуугр*
И МОМЕНТ 1/2р"в

сечение е-Г



Рис. 96. Различные способы устройства стыков листов различных по толщине и ширине.

a - соединение встык; Ь — усиленное соединение встык; с — соединение встык с изогнутой накладкой; d — соединение встык с прокладкой и
прямой накладкой; е — соединение встык и внутренней накладкой.

того, имеется выравнивающая прокладка. При этом
появляется неприятное обстоятельство, состоящее
в том, что прокладка — в противоположность кле-
паному устройству — должна быть соединена свар-
ными швами, рассчитанными на полное допускаемое
на стыковую накладку усилие. Отсюда следует, что
при сравнительно тонких прокладках стыка нельзя

Наконец, на рис. 96е представлена конструкция
стыка, при которой накладка приваривается к поясу
с внутренней стороны. При этом необходимо обра-
тить внимание, что накладка вследствие уменьшения
момента инерции (по отношению к оси х—х
Всего сечения) должна быть изготовлена сильнее,
чем при способе по рис. с и d. При устройстве
согласно рис. 96е принимают, что накладки
ставятся лишь для сварки поясных листов; в этом
случае можно на внутренних краях накладок швов
не наплавлять. Присоединение накладки тогда проис-
ходит с помощью г-образной площади сварки,
которая, кроме нормальной силы, выдерживает еще
момент (разд. А,7е). Накладки могут иметь и
на внутренних краях сварные швы, но для этого
пояс должен свариваться предварительно до при-
варки его к балке.

ФРОЧ

ИЯ-"  «	ЖЯИ-ДчИИН——I 1 ..III I Я11	. I .1 . |'||1 .

ГОРИЗОНТ /уст390-30	V ШОО ГОРИЗОНТ, лист МО 30

стыкового шва и

Рис. 97. Стык горизонтального листа с помощью
накладки.

Р) Числовой пример

1)	Общие сведения

Ниже приведен расчет стыка горизонтального ли-
ста, изображенного на рис. 97. Горизонтальный лист
300-20 должен быть соединен с горизонтальным
листом 380-30 таким образом, что горизонтальный
лист 380-30 в месте стыка мог быть рассматриваем
как присоединенный полностью.1 Rz= 1,4 ml см2.

Допускаемое усилие в месте стыка будет

P«FOmax/?,= 3,0-38,0-l,4 = 159,6 т.

2)	Расчет стыковых швов

8min = 20 ММ\ т = Omin = 20 ММ",

I— bi — концевые кратеры.

За концевые кратеры принято 2-15 = Э0 мм;
тогда

I == 300 — 30 = 270 мм;

FCB = ml = 2,0 • 27,0 — 54,0 см\

Стыковый шов при этом выдерживает силу

P = Fz&-Rz = 54,0-0,7 = 37,8 т.

1П р и м. р е д. Это требование следует считать необя-
зательным, так как в данном сечении лист 380-30 не
вступает полностью в работу и расчет стыка можно
было бы произвести по аналогии с накладными листами
иа полную работу листа 300 X 20 + (380-30 — 300-20) 0,5.

3)	Расчет присоединения накладки

Накладка выдерживает следующие усилия:
Р” =Р— Р = 159,6 — 37,8 = 121,S т.

Имеется накладка 340-26

п Р" 121,8	, _о , .

^накл ~ 2,6-34,0 ~ 1,38 тсМ ’

«-.«w а-Ъ

щина прокладки

^min — 20 мм; тПд.оп — 0,707 • 20 =s=
= 14,14 мм тлоп— 14 мм.

Так как длина лобового шва
/2 за вычетом концевых кратеров
равняется 30 — 2 • 1,4 = 27,2, то
длина фланговых швов будет

, Р^—^г^св

121,8-1,4-27,2-0,7 .о _

=------27ЮТ-------=48’5 СМ-

11ЯОВ — 40 m — 40 • 1,4 = 56,0 см.

4)	Разбор примера

При устройстве стыка с про-
кладкой согласно рис. 96с? тол-
будет 30—20 = 10 мм. Так как

для этой толщины допускаемая толщина сварного
шва равняется только 7 мм, то получается сле-
дующая длина для фланговых швов

. _	_ 121,8-0,7-28,6-0,7 _

11 2miRca	.2-0,7-0,7	—

= 110,0 СМ.

/доп = 40 т = 40 • 0,7 = 28,0 см.

Поэтому необходимо будет, кроме угловых швов,
иметь еще прорезные швы.

6. Монтажный стык

Если сварная балка производится такой длины,
при которой отправить ее с завода на место по-
стройки невозможно, то необходимо делать мон-
тажный стык. Расчет и устройство этого стыка
не представляет ничего нового; он составляется,
как это ранее показано, из стыка вертикальной
стенки и горизонтальных листов. Конструкция стыка,
изображенного на рис. 94, имеет против стыка,
изображенного на рис. 95, то преимущество, что
у него отсутствуют выступающие от середины
стыка части. Если на месте постройки необходимо
избежать поворота балки, а также производства
потолочной сварки, то горизонтальные листы сле-
дует располагать так, как это указано на рис. 85с:
на верхнем поясе ширина листов, отстоящих дальше
от центральной оси, делается меньше; на нижнем,
наоборот, чем дальше от Оси, тем шире.
С. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ СВЕДЕНИЯ ОБ УСТРОЙСТВЕ ПОДКРАНОВЫХ БАЛОК

1.	Расчет и устройство

а) Общие сведения

Устройство опор на колоннах делается так же,
жак и в задачах раздела А, I.

На рис. 98 изображено устройство опоры на
капители колонны. Опирание производится цен-

подкрановых балок

неразрезанной подкрановой балки осуществляется
наплавлением двух сварных швов, которые рас-
считываются на отрицательное опорное давление
в 4 т. Естественно, что подкрановая балка также
может быть укреплена и болтами.

Рис. 98. Опора подкрановой балки на колонне.

а — поперечное сечение а — Ь; Ь — сечение а — Ь-, с — сечение с — d\ d — сечение е — .

трально через вертикальную планку с центриру-
ющей планкой, приваренной вверху ее.1 У крепление

1 Прим. ред. В данной конструкции, необходимо
обеспечить устойчивость вертикального листа посред-
ством нрнваркн по длине верхней кромки его горизон-
тальной полочки, на которую и ляжет центрирующая
планка.

Если балка лежит непосредственно над ветвью
колонны, то устройство производится так же, как
это было указано в разделе А, 5.

Если колонна состоит из одного двутавра, то
соединение подкрановой балки может быть осу-
ществлено с помощью приварки консольной ко-
сынки (рис. 99). Для осуществления соединения
подкрановой балки с помощью болтов к внешней
стороне консоли приваривается планка. 1 В целях
избежания перенапряжения болтов от изгиба,
в стенке подкрановой балки прикрепляются еще
особые прокладки. Для восприятия горизонталь*

давление А равно 14 m. Beg.размеры ^обозначения
даны на рисунке. /?/= 1,4 т/см1.

|3) Присоединение консольной балки
к колонне

Ъ

На сварные швы, кроме опорной силы Аг дей-
ствует еще изгибающий момент

М = Аа = 14,0-26,0= 364 т-см..

$tnin — 15 ММ, /и доп = 0,707-15 = 10,6 мм^

та„ — 7 мм.

Рис. 99. Присоединение подкрановой балки с по-
мощью консоли из листового железа.

а — поперечное сечение; Ь — сечение а — Ь\ с — сечение с — d.

ных усилий устраивается решетчатая тормозная
ферма. В следующем разделе приводится расчет
соединения консоли с листом.

На рис. 100 дается другой способ устройства.
Вследствие значительного давления консоль здесь
устроена из двутаврового вырезка. Горизонтальная
балка образована как сплошная сварная балка;
в целях удержания стенки в J4 кирпича, кроме
внешнего пояса, к стенке горизонтальной балки
привариваются еще короткие планки. Подкрановая
и горизонтальная балки могут быть сварены в ма-
стерской; для того чтобы во время перевозки и
монтажа достичь известной жесткости, необходимо
приваривать несколько промежуточных стержней.

Ь) Числовой пример

а) общие сведения

Ниже приведен расчет сварного консольного
соединения, изображенного на рис. 99. Опорное

1 Прим. ред. В данной конструкции также не-
обходимо обеспечить устойчивость консоли, что можно
достичь приваркою ребер жесткости.

Рис. 100. Устройство опоры подкрановой балки с по-
мощью консоли из отрезка двутавра; подкрановая балуа
и горизонтальная сварены в мастерской.

а — поперечное сечение; b — сечение а — Ь\ с — сечение с — d.

На рис. 99 угловые щвы совмещены с плоскостью
соединения. Так как лист сварен по всему пери-
метру, то вычитание концевых кратеров не произ-
водится.

FCB = 2wiJi = 2 • 0,7 - 50,0 = 70,0 см\

IF = 2	= 2 -0>7'^°g = 584 см*.

св	О	о
Напряжение от момента и от перерезывающей
силы будет равно:

т1св = -^- = 584 = °,624 т/см2

Т2СВ =	= 0,200 Щсм2.

Суммарное напряжение

’ев = V Ъ’св + ’Дв= V0,4042+0,5602 =
= 0,69 ml см2.

2.	Прикрепление рельсов

Суммарное напряжение

Тев = /’12св+’2асв = /о,6242 + 0,2002 -
ь= 0,66 т/смг.

•() Присоединение листа 180*15 к кон-
соли

Сварное соединение рассчитывается на опорную

силу А и момент Аа1 =-14,0 >3,0 =* 42,0 т-см.
Fcb Zfthlz = 2 > 0,5 • 25,0 см2.

IFCB = 2	= 2 0’5д5’°а = 104,0 cmz.

о	о

_ М 42,0 п .п.	. -

*св —	— 104 — 0,404 mjcM >

%, = / = ^ = 0,560 т!см2.

На рис. 101 представлены сварные соединения
различного рода подкрановых рельсов. Сварное со-
единение гораздо удобнее заклепочных и болтовых.

Рис. 101. Сварное соединение различного рода
подкрановых рельсов.

В то время как, например, рельсы прямоугольного*
сечения должны прикрепляться потайными нарез-
ными винтами, при сварке это прикрепление осу-
ществляется шпоночными сварными швами. Рас-
стояние между шпонками, может быть от 200
до 300 ММ.
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ

ФАХВЕРКОВЫЕ СООРУЖЕНИЯ

А. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ

I.	Расчет и конструкция опор стоек

Расчет и конструкция опор стоек будут даны
в главе 5, раздел А, 1.

2.	Расчет и конструкция стыков стоек

Расчет и конструкция стыков стоек дается в раз-
деле А, 3, глава 5.

3.	Расчет и конструкция планок и
решетки

По мнению практиков, полная вырезка полки
стойки и ригеля не рекомендуется. Кроме того
у каждого ригеля должно быть предусмотрено
устройство двух особых монтажных стыков. Если
даже стык расположен вблизи нулевой точки момент-
ной линии, то итогда необходимо предусмотреть на-
дежное соединение, так как нулевая точка, вслед-
ствие действия переменных нагрузок (полезная на-
грузка,ветер и т. д.) постоянно перемещается. Так
как само по себе образование сложных узлов рамы,
с многочисленными прорезями и вырезами, при
значительном расходе сварочного материала и по-
требных для этого монтажных стыков, — обходится

Если стойка состоит из составного поперечного
сечения, то отдельные ветви должны быть соот-
ветственно связаны планкой или решеткой. Расчет
и конструкция планок и решеток будут даны
в разделе А, 4, глава 5.

4.	Расчет и конструкция простого
балочного соединения

ВЫКЗ О СТОИКЕ

ЛКав/ягок

Расчет и конструкция простого балочного соеди-
нения даны в главе 3, часть А, 4.

5.	Расчет и конструкция жесткого
соединения ригеля

Общие сведения

Ниже в разделе В будет дано пять числовых
примеров расчета и устройства жесткого соедине-
ния ригелей (жесткий узел рамы). При разборе
примеров будет приведен ряд способов конструиро-
вания.

Здесь же мы рассмотрим конструкцию жест-
кого узла рамы, о которой уже говорилось
в печати.

В журнале „Bauingenieur" 1931 г., вып. 41/42,
Ш и у к л е р рекомендует устройство узла рамы,
как это показано на рис. 102.

каиияя стоки

монтмат.стык

I
I
i

Рис. 102. Образование узла рамы по Шму к-
леру.

чрезвычайно дорого, то рекомендуется образовать
узел таким образом, чтобы стойка и ригель оста-
вались гладкими, и избегать устройства особы!
монтажных стыков.

В „Stahlbau* 1931 г., проф. Унольд ре-
комендует конструкцию узла рамы, указанную на
рис. 103.
Воображаемое превращение рамы в решётчатую
(истему дает чрезвычайно наглядное представление
Ъ распределении сил. Однако, к отрицательной
стороне и этого стыка необходимо отнести как
«ырезку в стойке и ригеле, так и необходимость
устройства специальных монтажных стыков. Кроме
того сварное соединение отогнутых концов полок
балки представляется нам не совсем правильным.
Здесь необходимо обратить внимание на приме-
чание редакции в „Stahlbau* 1931 г., вы-
пуск 26.

На рис. 113—115 даны рекомендуемые кон-
струкции узлов, в которых стойка и ригель остают-
ся целыми, а монтажные стыки становятся излиш-
ними. Здесь только часть скалывающих напряжений

Ь) Испытание жесткого сварного соедине-
ния балок с колонной

а) Общие сведения

С этими соединениями было произведено восемь
испытаний. Соединения были сделаны симметрич-
ными и с симметричным расположением сил. Стойки»
состояли из одного | Р 22, а обе консоль-
ных балки из Р 20 см („Stahlbau” 1931 г.
тетр. 12).

Ниже будут рассмотрены лишь два опыта.

Р) Испытуемый образец, изображенный»
на рис. 104

При испытании балки, изображенной на рис. 104,
ригель был соединен со стойкой с помощью двух,
внешних фланговых швов.

Изгибающий момент М = Ра — Р- 22,5.

Поперечная сила Q = Р.

Толщина сварных швов т на рис. 104 в со-
вмещена с плоскостью соединения

Гсв = 2.0,6 • 19,2 = 23,0 см?

/св = 19,2 (21,23—20,03) А-== 2445 см<.

”7..=4<£—231

Напряжения от момента и перерезывающей сильг
т _ М — 22,5 Р________q 0974 Р'

~~ Гсв ~ 231 ~ 0,0974

T’«“^=io-0'0436 А

Суммарное напряжение

= 0,1067 Р.

Рис. 103. Конструкция жесткого узла рамы, предло-
женная проф. У и о л ь д.

а — вамена рамы решеткой; b — фасад; с — общий вид ригеля.

передается вспомогательным элементам узла, в то
время как сама неразрез ная стойка вое
принимает значительную часть перерезывающей
силы.

Вначале определяют скалывающие и главные
напряжения стойки в пределах узла и по устано-
влении перенапряжения в стойке, часть перерезы-
вающей силы, которую стойка не в состоянии
выдержать, отводят от нее дополнительными кон-
структивными мероприятиями.

Об этих мероприятиях и будет подробно гово-
иться в следующем разделе В.

Рис. 104. Жесткое сварное соединение балки
двумя внешними фланговыми швами.

а — фасад; Ъ—сварное поперечное сечение; толщина швов et-
совмещена с плоскостью соединевия»
при допускаемом напряжении

/?sCB == 0,5/?s — 0,5-1,2 = 0,6 mJ см1.

р   RscB   °’6 —к со щ

Г'доп	0,1067	0,1067 O,DZ т‘

При испытаниях разрушение наступило при

грудке Рв = 28,6 т\ коэфициент запаса при этом
лолучается

рв 28,0	. оо

V — 5— 4,98 кратный,
”доп

Сравнительно небольшое напряжение при раз-
рушении можно объяснить тем, что, вследствие
отсутствия швов в пределах стенки, швы, идущие
вдоль полки, кроме действия перерезывающей
силы. Q, выдерживали еще действие изгибающего
момента.1

В последующем числовом дримере расчет по-
добного соединения «без швов вдоль стенки^ при-
меняемого лишь совместно с устройством опорной
планки, происходит таким ,рбразо^, изгибаю-
щий момент заменяется парой горизонтальных сил:
в этом случае горизонтальные силы будут (см.
рис. 104а)

S0=Se = 4=-g—1,125 Р.

Ведя теперь расчет с этой силой, мы получнм
для углового шва напряжение

_ __ 1,125Р 1,125Р _nnQ77 р

т*с»=7V в ЖД2" - °’0977 р-

Почти то же значение, которое было определено
д<з момента и момента сопротивления всего сече-

Рйс. 105. Жесткое соединение балки двумя внеш-
ними фланговыми швами и двумя угловыми шва-
ми, идущими вдоль-стенки.

а — фасад, b — поперечное сечениэ сварки, толщина а се*
вмещала с плоскостью соединения.

«ия. Это указывает на то, что в подобных случаях
дгожно с успехом применять упрощенный способ
расчета.

1 Пр нм. ред. Считать полученное при испытании
напряжение небольшим вряд лн правильно, так как на-
пряжение в шве было равно 0,6-4,98 = 2,988 т/см?.

на-

К) Испытуемый образец, изображен-
ный на рис. 105

В испытуемом образце, изображенном на рис. 105,
балка была соединена двумя внешними фланговыми
швами, идущими адоль рамы, и двумя угловыми
швами, идущими вдоль стенки.

Изгибающий момент М Ра = Р • 22,5.

Перерезывающая сила Q = Р.

На рис. 105 b толщина сварных швов совме-
щена с плоскостью сварки.

FCB= 2-0,69-19,4-J-2-0,63-13,0 = 43,15 см\

JCB = 2 °’63'*3'03. _|_ 19,4 (21,388 — 20,08) -L =

= 3097 см4,

=-S' =290 смК

Напряжение от момента и перерезываюшей силы

^.=т^“-^-=°'0776 р.

’>..=-^=тй=ода2 р-

Суммарное напряжение

= 1/Лсв + ^2£в = У о,0776’ 4-0,0232»=

— 0,081 Р.

При допускаемом напряжении Рсв = 0,6 т/см3-

р ___ Рсв 0*6 . 741 т

-Рдоп— 0,081 “	7,41 т'

flf При опыте разрушение наступило при нагрузке
рв = 38,5m. Коэфициеит запаса при этом был

„ рв 38,2	- . R

V=-p—=-^ = 5,16.

'доп '»»*

Результат опыта со швами вдоль стенки дал
лучшие результаты, чем опыт, произведенный без
этих швов. Поэтому жесткому соединению, изоб-
раженному на рис. 105, должно быть отдано пред-
почтение по сравнению с рис. 104. Если же для
воспринятия перерезывающей силы и изгибающего
момента предусмотрены специальные мероприятия
(например, устройство опорных планок, указанных
на рис. 108), то и конструкция, изображенная на
рис. 104, может быть с успехом применена.
В. ПЯТЬ ЧИСЛОВЫХ ПРИМЕРОВ ПО РАСЧЕТУ И КОНСТРУИРОВАНИЮ
ЖЕСТКИХ УЗЛОВ МНОГОЭТАЖНЫХ РАМ

1. Первый числовой пример

а) Общие сведения

Ниже производится поверка прочности узла
многоэтажной рамы, изображенной на рис; 106.
В этом примере сварка должна быть произведена

Р) Случай нагрузки „6“ от собствен-
ного веса и ветра

(Наибольший положительный момент и наимень-
шая перерезывающая сила).

М = -(-3,5 т-м; Q =— 3,2 т.

Рис. 106. Жесткий узел рамы с ригелем, приваренным на месте постройки.

а — случай Ьагрувкн а; b — случай нагрузки .&*; с — сечение а — Ь, d — фасад; е — совмещенные швы соединенна ригеля; / — напряжение
в швах от момента заделки.

на месте постройки. В последующем же примере
для того же узла предусмотрена лишь сварка
в мастерской.

Все нагрузки, размеры и обозначения даны на
рисунке. Rz ==1,4 т;см2.

а)	Случай нагрузки „а“ от всех нагру-
зок и ветра (рис. 106а)

(Наибольший отрицательный момент заделки н
наибольшая перерезывающая сила).

М— 12,9 т-м; Q = 4~21 т.

Ь)	Воспринятие момента заделки и пере-
резывающей силы

В обоих случаях нагрузки момент заделки и пере-
резывающая сила воспринимаются одним внешним
и одним внутренним фланговыми швами и двумя
угловыми швами, идущими вдоль стенки. Дл[я того
чтобы балка могла ровно лечь на монтажный уголок,
а также для того, чтобы избежать потолочную
сварку, на нижней полке наплавлен внутренний шов.

с)	Расчет угловых швов

На рис. 106а толщина угловых ftiBOB совмеще-
на с плоскостью соединения. С достаточной сте-
пенью томности швы, идущие неразрывно вдоль
стенки и нижней полки, раскладываются на отдель-
ные прямоугольники. Для того чтобы лучше ис-
пользовать наличный периметр соединения, швы,
идущие вдоль полки, немного закруглены, чем до-
стигается их удлинение; поэтому за длину сварных
швов можно принять ширину полки.

81=18 Лби; /П1ДОП = 0,707 -18 = 12,7; мм; /п1дст =
= 12 мм;

т2 = mt s 27 мм; т2доп = т8доп = 0,707 • 27 =
= 19,1 мм.

^лоп = т3до„=^мм

Zj = 400 мм; 12 =185 мм; Z3 = 70 мм.

Площадь сварки

2 Fi =	= 2  1,2 • 40,0 = 96,0 см*

F2—m2l2 — 1,9-18,5 =35,2 „
2Fs=2m3l3 = 2-1,9-7,0 = 26,6 ,

F„ 157,8 см*.

Расстояние z от центра тяжести площади

35,2.26,35—26,6.20,95	„

Z — —— = — -----------———------— — 2,о5 см.

157,8

jcb —	+ 96,0 • 2,352	35,2 (26,35 —

— 2, Зб)2 + 26,6 (20,95 -|- 2,35)2 = 48046 см*.

WCB

Jcb _ 48046

ешах 24,95

= 1926 tut3.

Напряжения от момента и перерезывающей силы

т) =^-= —=0,670 т/см*;

1св ^св 1926	'

= —’—=0,133 ml см*.

FCB 157,8

Суммарное напряжение

Тсв = УтЛН-т32св = <0,670’4- 0.133’ =
= 0,683 т/см*.

/?3св = 0,5 /?z доп .= 0,7 mi см*.

2. Второй числовой пример

а) Общие сведения

Разобранный в предыдущем примере узел сде-
лан теперь таким Образом, что сварка его произ-
водится в мастерской; на месте же постройки про-
исходит соединение с помощью болтов. Все на-
грузки, размеры и обозначения даны йа рис. 107.

/?*= 1,4 т!см*.

л) Случай нагрузки „а" от всех сил
и ветра (рис. 107а)

(Наибольший отрицательный момент и наибольшая*
перерезывающая сила)

М—12,9 т-м; Q = -|-21,0/ra.

Р) Случай нагрузки „Ьи от собствен-
ного веса и ветра (рис. 107в)

(Наибольший положительный момент и наименьшая
перерезывающая сила)

ЛТ = -|-3,5 т м; Q= — 3,2 in-

ti) Воспринятие момента заделки и перере-
зывающей силы

а) Случай нагрузки „а*

В случае нагрузки „а“ момент заделки мыслится
замененным горизонтально направленной парой,
сил, действующих на расстоянии с = 500 мм в верх-
ней и нижней полках ригеля (рис. 107 а).

q п М 12,9 пк о

•So = Su = — — уу = 25,8 т.

Для воспринятия растягивающей силы So к полке
колонны в мастерской приваривается накладка из*
полосового железа 250-12, которая при установке
соединяется с помощью соответствующего количе-
ства болтов с полкой ригеля.

Для воспринятия сжимающей силы Su между
гладко обработанной полкой ригеля и полкой
стойки помещают стальной вкладыш.

Поперечная сила Q передается через непосред-
ственное опирание ригеля на планку; соединением
стенки, которое применяетсяв случае нагрузки „Ьиг
здесь пренебрегается.

Р) Случай нагрузки

В случае нагрузки „Ь‘ момент заделки положи-
телен; поэтому в соединении верхняя полка ригеля
сжата, а нижняя растянута. Так как положительный
момент значительно меньше, чем приводимый выше
отрицательный момент, то устройство особой пере-
дачи растягивающих усилий, как это было сделано
из полосового железа 250-12 при отрицательном
моменте для верхней полки, не требуется.

Для передачи растягивающих усилий от мо-
мента в этом случае достаточно соединения со-
стенкой балки, приваренной к полке стойки верти-
кальной планки. Вертикальная планка 120-12 при-
варивается к стойке в мастерской, а на постройке
ее с помощью болтов соединяют со стенкой ригеля;
моментом, возникающим вследствие односторон-
него. соединения планки, можно пренебречь. При
расчете растягивающих усилий, верхний край
Рис. 107. Узлы рамы со сваркой в мастерской и соединением болтами на месте постройки.

а — случай нагрузки а; b — случай &•, с — сеченнг а — Ь; / — совмещенные швы соединения планки, е — силы от. . . ; d — боковой вид узла

полки ригеля принимается как сжатая опора или
точка вращения (рис. 1076).

Соединение стенки, таким образом, выдерживает
следующие перерезывающие силы.

f-J ___ ЛД^шах1 — QKn О_________39,0____________

Лщах —	— <}£,u>u15j02 4- 23,02 + 31,02 + 39,02 -

= 4,42 tn.

t-i  lj	___ 4,22-31,0 о о .

Яз — Яшах	— 39 о	— 3,34 т,

Tj  г/	4,22-23,0  л дл

я2 — Яшах	—	39)0	— 2,49 т,

{-J —— д/	. 4,22-15,0 _« ««

пг — Яшах^----------39/)	1,62 т.

*Так как верхняя полка не имеет никакой опор-
ной точки, то сжимающая сила

D = S Я= 4,22 + 3,34 + 2,49 + 1,62 =
— 11,67^11,7 т

1 Прим, р е д. Вывод этой формулы помещен в книге
„Железные конструкции* А. Грегор, том I, стр. 360.

должна быть воспринята болтовым соединением
с полосой железа 250-12. Так как сила Я = 11,7m
меньше, чем сила So .== 25,8 т, то прочность соеди-
нения с помощью полосы железа 250-12 верхней
полки ригеля и полки стойки вполне достаточна.

Соединение стенки кроме того должно самосто-
ятельно воспринять небольшую отрицательную пере-
резывающую силу Q == 3,2 т. При этом нет ника-
кого сомнения, что и полоса 250 • 12 действует
совместно.

с) Опорная планка для передачи положи-
тельной перерезывающей силы Q

а) Непосредственная передача силы

Расчет напряжения на сжатие между полкой
ригеля и верхним краем планки^ так же как и опре-
деление изгибающих напряжений в полке ригеля,
производится как и в разделе А, 3, глава 3. Проме-
жуточные расчеты здесь пропускаем и берем, лишь
результаты.
Напряжение на сжатие: /? = 0,93 mjCM1 2 и на
изгиб полки ригеля R = 0,76 ml см?.

[3) Расчет сварных швов соединя-
ющих опорную планку со стойкой

Имеются два фланговых шва и один лобовой шов

3min = 22 мм; тМп = 0,707 • 22 = 15,6 мм;

Идет — 9 мм.

Для фланговых швов имеем: Zt = 140 мм и для
лобовых швов Z2 = 150 мм (внизу планки вычета
концевых кратеров не производится, так как швы
у углов не прерываются).

На рис. 107/ толщина угловых швов совмещена
с плоскостью соединения.

Сварная площадь

2Fj = 2/nZj = 2 • 0,9 • 14,0 = 25,2 см*
рг = т12 =0,9-15,0 =13,5 „

F =38,7 см*.
СВ	*

Расстояние z от центра тяжести Ft

25,2-7,45	. „

Z ~~ FCB ~ 38,7	— 4,9 CM"

Icb = 2 Ц- 25,2(7,45 — 4,9)®13,5-4,92 =

==. 899 cm4

U7CB=^=|g- = 94 CM\
emax

Сварным соединением воспринимаются:

ЛГ = Q-e = 21,0-1,75 = 36,7 т-см; Q = 21,0m.

Напряжения от момента и перерезывающей силы:

*1св =	= -gj- = °,390 ml см2;

’=£=а? = О’642

Суммарное напряжение

= -/0,3902 4-0,5422 = 0,67 т/см2.

RsCB= 0,5 Rz =0,5-1,4 =0,7 пцсм2.

d)	Соединение полки ригеля со стойкой
с помощью накладки 250-12

а) Сварное соединение с полкой
стойки

Имеется сварной шов, наплавленный по всему
периметру

Lu = 12 леи: тяов — 0,707-12 = 8,5 мм;

т^п — 7,5 мм.

Длина сварного шва содержит

2(250 4- 12) = 524 мм.

Напряжение

-:св = А =	2-5,8 = 0,66 т!см2.

FCB 0,75-52,4

Р) Соединение болтами к полке
ригеля

Имеется 6 односрезных болтов диаметром в1*.
т = -4- = «та-—0,85 т/см2.

При /?г = 1,4 т/см2 Rs — G,^“i т/см*. 1

у) Поверка накладки

Имеется накладка 250-12

Fn — (25,0-2-2,6) 1,2 = 23,76 см2;

е)	Соединение стенки ригеля со стойкой
с помощью вертикальной накладки 120-12

а) Сварное соединение с полкой
стойки

§min = 12 мм; тлоа — 0,707,12 = 8,5 мм;

тЛСт — 3 мм.

Площадь сварки FCB — 2mZ=2.0,3-30,0=18 смг.

П7СВ = 2-^ = 2	= 90 см3.

о	о

Сварное соединение воспринимает на изгибающий
момент:

М = 4,22 • 12,0 4- 3,34 - 4,0 —2,49 • 4,0—1,62-12,0-|-

4-3,2-6,0 = 53,8 т-см,

перерезывающая сила Q = 3,2 т.

Напряжение от момента и перерезывающей силы
х1св ~ ~ WCB “ эо’о “ в °’598 т1см&1
х2 св =	= 18,0 = 0,178 ml СМ*.

Суммарное напряжение

тсв = j/t3! 4- х2г = ]/о,5982 4- 0,1782 =
—0,62 т/см2.

1 Прим. ред. Согласно Т.У. и Н. СССР на нето-

ченые болты допускается напряжение на срез для стали

3 — 850 кг/см2 и иа точеные болты —1100 кг/см*.
Соединение стенки ригеля
болтами

Имеются 4 односрезных болта ’/s^ они вос-
принимают отрицательную перерезывающую силу
Q = 3,2 т и, кроме того, найденную в разделе
b, р силу Н от положительного момента в 3,5 тм.

Здесь необходимо заметить, что перерезывающая
сила Q = — 3,2 m в болтовом соединении не вы-
зывает никакого дополнительного момента, так как
жесткое сварное соединение полосы железа с полкой
стойки рассматривается как неразрывная часть
стойки.

Каждый болт при этом выдерживает усилие, на-
правленное вертикально вверх от перерезывающей
силы

[/ = 2 = ^.—0,8 т.
П 4-

и усилие от горизонтальной силы Н вследствие
действия момента М =	3,5 тм\ наибольшее

горизонтальное усилие, действующее на нижний
болт к

Навх = 4,22 т.

Наибольшее усилие, приходящееся на болт, будет
Rma = V V24-//’miX = у/о,8а 4-4,222=4,32 т2.

Срезывающее напряжение в болте

___/?тах 4,32	. п.	.	,
Т = — = 4Д5 = 1,04 т/см2.

При точеных болтах и = 14 т/см2 по гер-
манским Т. У. и Н. = 1,167 mlcM2,
Напряжение на смятие

_^max 4,3z

^ = 1-=ГГ23^1>57 т/см2,

= 2 Rs = 2 • 1,167 = 2,334 т!см2.
дата	'	•

f)	Разбор примера

В указанной выше конструкции можно обойтись
без монтажного уголка, так как для прочной уста-
новки балки достаточно иметь лишь болты стенки.

Что касается усиления полок стойки и балки,
то об этом будет сказано в разделе 4, е, р. В ра-
зобранном примере вследствие малой величины
действующих сил усиления узла не требуется.

3. Третий числовой пример

а) Общие сведения

Ниже приводится расчет узла, изображенного
на рис. 108. Сварка этого узла произведена исклю-
чительно в мастерской; на месте же постройки
предусмотрено лишь соединение болтами. Все
размеры, нагрузки и обозначения даны на ри-
сунке. Rz~ 1,4 т]смг.

а)	Случай нагрузки ,а* от всех сил
и ветра (рис. 108а)

(Наибольший отрицательный момент заделки и
наибольшая перерезывающая сила)

М — —26,5 т м', Q = -{- 40,0 т.

Р) Случай нагрузки от собствен-
ного веса и ветра

(Наибольший положительный момент заделки
от собственного веса и ветра)

М — -|-12,9 т м\ Q — 6,5 т.

Ь)	Воспринятие момента заделки и пере-
резывающей силы

Так как в данном примере воспринятие всего
момента на верхней и нижней полках ригеля
производится при полном соединении, то требует-
ся произвести лишь поверку от наибольшего мо-
мента заделки.

Момент заделки заменяется горизонтальной па-
рой сил, приложенных на расстоянии с 500 мм
к верхним и нижним полкам ригеля (рис.
108а и Ь).

е е М. 26,5 п ___________

So = SB = — =	= 53,0 т.

Сила Su, действующая на нижнюю полку ригеля,
воспринимается накладкой, приваренной к полке
.стойки и соединенной болтами с полкой ригели.
Такой способ устройства для воспринятия силы
So на верхней полке неприменим, так как в этом
случае при установке ригеля на месте постройки
пришлось бы протаскивать его между горизон-
тальными накладками, что чрезвычайно осложняет
работу. Передачу силы So в данном случае произ-
водят посредством иных конструктивных меро-
приятий. К верхней полке ригеля приваривается
лист с выступающими по обе стороны полки
краями, а к стойке два соответствующих листа
в виде консолей, которые служат одновременно
ребрами жесткости стойки. Соединение стойки и
ригеля ' производится с помощью стальных полос
соединяемых болтами.

Перерезывающая сила Q = 40 т. передается
через непосредственное опирание ригеля на планку,
приваренную к полке стойки.

с)	Опорная планка, передающая силу Q

а) Непосредственная передача сил

Расчет как напряжений, возникающих от да-
вления полки ригеля на край планки, так и опре-
деление изгибающих моментов в полке ригеля,
производится согласно разделу А, 3 третьей главы.
Промежуточные вычисления здесь опускаются,
а даются лишь окончательные результаты.

Напряжение от давления а = 1,33 mjCM2.

Напряжение от изгиба в полке а = 0,43 т/см2

Для фланговых швов принимаем 4 = 240 и для
лобовых /2» 150 мм (в нижних углах планок
вычета концевых кратеров не производим, так
как сварной шов идет непрерывно).

Рис. 108. Жесткий узел рамы со сваркоЛ в мастерской в соединением болтами иа месте стройки.

а —случай нагруаки а; Ь — Случай нагрувкн Ь\ с —видна ригель сверху; d— сечение а — Ь; е — фасад; g— совмещенные угловые швг
верхнего соединения молки; i — фланговый шов на верхней полке ригеля; / — сечение с — d; й — совмещенные угловые шаы соединения планки.

Р) Сварное соединение внешней и вну-
тренней планок

Имеются два фланговых и один лобовой шов

Smin — 25 мм; Шдоп = 0,707 • 25 = 17,7 мм; тт—
= т = Ю мм.

2ДСТ

На рис. 108Л — толщина угловых швов — совме-
щена с плоскостью соединения.

Площадь сварки

/Гсв =2F1 + F2 = 2 /пх44-/п,4 = 2.1,0-24,0 +

+ 1,0-15,0 = 63,0 см*.
Расстояние z от центра тяжести площади F2
дет

z_Sfy _ 48.0-12,5 _95

Z--^--------63Д)	9,5 см-

/св = 2 bP’g’0* 4-48,0 (12,5 —9,5)2 +

+15,0-9,5»= 4087 см*.

Ц7СВ =	= 4087 = 272 СМ*.

Сварным соединением воспринимается

м = Q • ех = 40,0 -1,5 = 60,0 т см; Q — 40,0 т.

Напряжение от момента и перерезывающей силы

^.-к.-^=0’221

Q 40,0	_„„с	.

Т2са = 74 = б£0 = 0,635 т/СМ -

Суммарное напряжение

св= ^т12св + тЛв “ У 0,2212 +0,635» =
0,67m/CM*RScB = 0,5Кг = 0,5-1,4 = 0,7 т/см*.

у) Сварное соединение внутренней
планки с полкой стойки

Имеются два фланговых и два лобовых шва,
другими словами: планка приварена по всему пери-
метру

8min= 25 мм; тмп = 0,707 • 25 = 17,7 мм;

фзпсг = = 6,5 ММ.

Длина фланговых швов /2 = 300 мм, лобовых
= 200 лмг.

Толщина сварных швов на рис. 108Л совмещена
с плоскостью соединения.

Площадь сварки:

Fсв = 2F3 + 2Fа =	4”	== 2 • 0,65 • 30 -J—

4-2-0,65-20 = 65,0 см2.

/и = 2 0,65у + 20,0 (31,3» - 30,0») 4 =
= 9032 СМ*

б77 см*.

Стах 10,00

Сварное соединение воспринимает:

М= Q-ea =40,0-4,0 = 160,0 т см; Q = 40,0 т.

Напряжение от момента и перерезывающей силы:
М 160,0	- ___	, ,

Т1« “ ~ НОТ ~ Q$77 т1см

Т2св = ^ = ^=0,616 ^l^2-

Суммарное напряжение

тсв = Ух1»св + т2асв =

= У0,2772 +0,616» = 0,68 т/см2.

d)	Соединение верхней полки ригеля со
стойкой

а) Сварное соединение листа с ри-
гелем

Имеются два фланговых шва, работающих, на
срез 8шш = 15 мм; /иДОп =0,707 15 = 10,6 мм;
тКт = 10,5 мм.

Выбранная толщина в 10,5 мм соответствует ука-
занному на рис. 108г закреплению полки ригеля;
таким образом усиленного шва (рис. 156) не
требуется.

Длина сварного шва

I = 360 мм (/доп — 40 • 10,5 = 425 мм).

Напряжение

Р) Поверка сечения листа ригеля
По рис. 108с наибольший изгибающий момент

М= 26,5-12,0 = 318 тем.

Действительный момент сопротивления
П7=1^4^ = 400 СМ2.

О

и действительное напряжение

ов>==^=0’8 т1смг-

7) Сварное соединение листов стойки
8min =14 мм; т^— 0,707 • 14 = 9,9;

/Пдст= 10 мм.

На рис. 108g толщина сварных швов листа
совмещена с плоскбстью соединения.

Площадь сварки

Fcb = 4Fj + 2F2 = 4 -1,0 • 10,0 +
+ 2-1,0-31,0 = 102,0 cjw2.

Расстояние z от центра тяжести плоскости

. 40,0-7,8

Z fCB = 102,0

~ 3,1 см.

Полярный момент инерции (см. раздел А, 7, d, ц,
глава 3)

4 s= + 4»

/х = 4	4- 40,0 (7,8 - 3,1)» +

+ 62,0-3,1» = 1810 см*.
r	n 1,0-31,O’ ,

12 I-

+ 2 • 10,0 (37,33 — 35,3’) 1 = 18160 CMi

Ip = 19970 CM*.

Воспринимаемый сварными швами изгибающий
момент (рис. 108d)

М== 26,5-16,95 =450 т-сн и поперечная сила
Q = 26,5т.

Наибольшее напряжение будет иметь волокно
площади сварки, наиболее удаленное от центра
тяжести

___ 1»	। 0_ ___ 450 I 26,5 _________

~	Jp I Лв —	19970 ~Г 102,0 —

= 0,48 т/СМ.

Л.„сж =	= 450	= 0,42 т!см*.

Суммарное напряжение

<	"max св ~4~ ' тшах св

= V 0,48« + 0,423 =0,64 т/см*.

i) Поверка поперечного сечения
листо в стойки

Поперечное сечение листов не требует особой
иоверки, так как действительное напряжение листа
будет меньше чем 1,4 наибольшего напряжения
парного шва.

е) Соединение стальных ролос с по-
мощью болтов

Р = 77 =26,5 т.

Имеются 3 двухсрезных точеных болта d =
= 25,4 мм.

Р 26,5 л оо , .

л2/ ~~ 3-2-5,31 — 0,83 т!СМ ’

Rg = 0933 mjcM* 2

Напряжение на смятие:

’*м пъа	о-1,5-2,о	’	'

•i доп = 2,334 mlcMt.

Поверка стальных полос

Имеются 2 стальные полосы 100-15.

В случае нагрузки ,а“ на каждое из соединений
действует растягивающая сила в 26,5 т, а в слу-
чае нагрузки ,в*, наоборот, сжимающая сила
P=i-25,8 = 13,9 т.

Наибольшее напряжение на растяжение при по-
лезной площади Рп = 2 • 1,5 (10,0 — 2,60) =
= 26,2 см2 будет
	-4- Р 26,5 _. . л । а
о —___________________= 22J ~	•

Наибольшее напряжение на сжатие при площади

Р= 2-1,5-10,0 = 30 см2: iy = 0,3 см; SK = 13гл.

x=i =

13,0

— = 43; /Сг—1.12. 1

13,^о’12 =0’52 т1см-2

е)	Соединение нижней полки-ригеля со
стойкой с помощью стальных полос 250.25

Наибольшая сжимающая сила равна 53 т и
наибольшая растягивающая 25,8 т.

а) Сварноесоединениес полкой стойки

Имеются угловые швы, идущие по всему пери-
метру стальной полосы

8min=25 мм; гидоп = 0,707-25 = 17,7 мм.

Общая длина шва = 2 (250-]-25) = 550 мм
(концевые кратеры во внимание не принимаются).
т«р = 77Д- ~ 5эд°0>7 = 1>38 см'> ткт = 1 ’4 см'
*св

Напряжение

’=K.=T?&=0'69 ”“*

р) Соединение ригеля с полкой стойки
болтами

Имеется 12 односрезных точеных болтов
<7=22,5 мм,

При точеных болтах и Rz = 1;4 т]см?

Rs =1,167 mlcM1.2

-j) Поверка поперечногосечения
стальных полос

и = -j: = 2 5.^0 — о,85 т{см2.

f)	Усиление стойки ребрами жесткости

При непосредственной передаче силы Sa полка
стенки (вначале без ребер жесткости) должна вы-
держать действие изгибающего момента. Опасное
сечение находится на том месте, где начинается
закругление между полкой и стенкой. Принимают,
что сила Sa через сварные швы равномерно пере-
дается на всю ширину полки.

л.	S* У9 53,0-12,2»_ I-.

714-	п '—	«л/, п 131,5/и,см.

ширину полки 2	30,0-2	’

> П рим. ред. По Т.У.и Н. СССРкоэфициентКг
стали 3 равен 1,14.

2 Прим. ред. По Т.У.иН. СССР иаточеные болты

ст. 3 допускается 1100 кг/см1.
Далее принимают, что изгибающий момент рас-
пространяется на длину полки равной 2.3j»==
= 2 • 3 • 12,2 = 73,2 см-, тогда момент сопротивле-
ния, вступающего в работу сечения, равен

5273,2	2,62-73,2 оо _	,

W — —g— = —!-g—= 82,5 см3

и действительное напряжение

__	131,5 1С ,	.

UZ 82,5 тсм-

Найденное напряжение не может быть допущено;
поэтому полка стойки должна быть усилена. Так
как произведенный расчет основан на грубом при-
ближении, то, при таком высоком напряжении,
целесообразно предусмотреть усиление а помощью
ребер жесткости даже и тогда, когда определен-

ные на этих основах

(5) есченк а-Ъ

Рис. 109. Распределение
пряжений.

напряжения лежат
ниже допускаемых
пределов.

В действительно-
сти равномерность
передачи силы на
всю ширину полки
Ъ и высоту полки
2-3у не достигает-
ся. Наиболее отда-
ленные края полки
более податливы, от-
чего распределение
напряжений полу-

чается неравномер-
но. В середине пло-
щади давления на-
пряжения увеличи-
ваются и к концу
уменьшаются (рис.
'109).

Усиление полок

может быть произ-

ведено или путем приварки продольных накладок
или же с помощью поперечных ребер жесткости,
как это показано на рис. 108/. В нашем случае по-
перечные ребра жесткости должны рассчитываться
на нагрузку

=-1.53,0=26,5™.

Расчет производится так же, как и в разделе
A, I, d, главы третьей. Ребре жесткости могут быть
устроены непосредственно прилагающими к вну-
тренним сторонам полок, как это изображено на
рис. 11 Ок.

В верхней полке сила So (-4-53,0 т или — 25,8 т)
передается равномерно через специальное устрой-
ство на обе полки и стенку стойки, усиливая
одновременно жесткость стойки.

Необходимо указать, что стенка стойки в об-
ласти узла между силами и Sa испытывает дей-

ствие значительных перерезывающих сил, а поэтому
должна быть проверена на прочность от скалы-
вающих, а также и главных напряжений. Далее
в 4-м числовом примере приводится точная по-
верка сильно напряженных стоек. В нашем примере
скалывающие и главные напряжения находятся в
допускаемых пределах.

g)	Разбор примера

Сварное соединение листа с верхней* полкрй
ригеля можно исполнить иначе и, кроме двух
фланговых швов, наплавить один или два лобовых
шва. От этого толщина угловых швов может быть
сделана меньше или же сам лист — короче.

При рассмотрении рис. 108е получается впеча-
тленйе, что накладка 250-25, приваренная к полке
стойки при монтаже, легко может изогнуться. Од-
нако, это не так: стержень из полосового железа
или сварное соединение может выдержать на внеш-
нем крае усилие в 1 т, так что, например,
при установке ригеля он смело может быть оперт
на внешний край накладки.

Соединение листов стойки, передающих силу So
может быть произведено таким образом, что листы
и сварные швы подгоняются в соответствии с за-
круглением между стенкой и полкой; тем самым
увеличивается площадь сварки и, следовательно,
обеспечивается и большая передача сил.

Большая передача сил достигается еще и тем,
что листы выбираются толще и соответственно
увеличивается толщина сварных швов вдоль полок.

4. Четвертый числовой пример

а)	Общие сведения

Представленный на рис. 110 узел рамы, сварка
которого производится на месте постройки, в
дальнейшем проверяется на прочность. Размеры
и обозначения даны на рисунке. R— 1,4 т/см2.

Так как до взятых нами рамах ветер воспри-
нимается потолком и соответствующими щипцо-
выми рамами, то здесь рассматривается действие,
лишь одного, отрицательного момента.

Наибольший отрицательный момент М = 20т-м
и наибольшая опорная сила А = 22 т.

Так как распределение напряжений рассматри-
вается в зависимости от действующих на узел мо-
ментов, нормальных и поперечных сил, то иа
рис. IT 0 от а до с -даются эпюры моментов рамы
и перерезывающих сил стойки.

Ь)	Воспринятые момента заделки и опор-
ного давления

Заменяя момент заделки парой горизонтальных
сил, действующих на расстоянии с = 374 мм друг
от друга и приложенных к середине верхней и
нижней полок ригеля (рис. ИОЛ), имеем

с __ о __31____ 20,0 __53 5 m

Ло — •>„ — — — 5^374- — т-
Действующая на верхнюю полку сила So пере-
дается на стойку с помощью стыкового шва.

Для передачи действующей на нижнюю полку
сжимающей силы Su между нижним строганым
под прямым углом краем полки ригеля и полкой
стойки -вставляют вкладыш.

Опорная сила А непосредственно передаетвя иа
планку.

с)	Опорная ПЛанка, передающая положи-
тельную перерезывающую силу Q

Способ устройства можно видеть из рис. 110g и/.
Доказательства здесь опущены, так как подобный
случай расчета уже рассматривался не раз ранее.

d)	Расчет стыкового шва, передающего
силу So

На рис. ПО / изображен стыковой шов в боль-
шом масштабе; при простой строжке стыкового
шва угол раствора а принимается равным от 45
до 60®. Это допущение соответствует американским
нормам для сварки мостов. В германских условиях
и нормах для нормальных V — и Х-швов дается
угол раствора от €0° до 90°1

5 =26 мм\ /ПдСТ = 26 мм\ /=300—2zn =
= 300-2-26 = 248 ММ.

FCB = 2,6-24,8 = 64,5 см*.

Напряжение

'св —	== 1Ц- — 0,83 ml см*.

/?св при работе, стыкового шва на растяжение =

= 0,6 & = 0,6-1,4 = 0,84 т)см*.

е)	Усиление стойки

а) Общие сведения

В области узла, как это показано на рис. 110 от
а до с, действуют нормальные силыМ= Vo—121 tn,
момент М— 14,66 тсм и перерезывающая сила
Q=45,7 т.

Вследствие большей перерезывающей силы здесь
должна быть произведена поверка и на скалыва-
ющие напряжения.

Р) Определение наибольших сдвига-
ющих иглявных напряжений не усилви-
ной стойки

1)	Общие сведения

Напряжение может быть определено в любом
месте сечения с помощью известной формулы

1 Прим. ред. В Т. У. и Н. СССР дается таблица сре-
зов кромок листов при V- и Х-образных швах

здесь Q —перерезывающая или сдвигающая сила
рассматриваемого сечеиия;

S — статический момент относительно оси, про-
ходящей через цеИтр тяжести всего стержня, части
поперечного сечения, которая распространяется от
внешних волокон „е“ До части плоскости, отсто-
ящей на расстоянии уа.

4S=ЛУ1 + ^3; см. рис. Ша).

J — момент инерции всего сечения, отнесенного
к оси, проходящей через центр тяжести;

8 — ширина поперечного сечения на расстоянии уа.

2)	Наибольшее напряжение на срез

Наибольшее напряжение на срез получается
у оси, проходящей через центр тяжести

Qmax = 45,7 т 7=45120 см* 8 = 1,4 см
S= 1410 см*.

Статический момент половины поперечйого се-
сения берется из таблицы поперечных сечений.

Вставляя эти значения в уравнение

45,7-1410	.	,

=45110-1,4 =1’02 т>СМ '

Допускаемое напряжение на срез при /?г»1,4т/сл«2
равняется 1,167 т!см*.

3)	Главное напряжение в середине
стойки

В середине стойки, кроме определенных ранее
напряжений на срез, действуют нормальные напря-
жения от силы

о = -^- =	= 0,63 лв/<^

Главное напряжение подучаеТВа от наибольшего
совместного действия нормальных и скалывающих
напряжений

= 0,35о -J- 0,65 ~V о2 -J- 4(а0 т)* ;

здесь

аз

$7
‘‘доп

1,3вс
°дол

___1,4____
1,3-1,167

0,923

Подставляя значения в ранее написанное уравне-
ние, получим

= 0,35 • 0,63 4-0,65 V0,6334-4(0,923  1,02)2=

=1,51 ml см*

4)	Главные напряжения в месте периода
от стенай к полке

Как видно из рис. 11 Id, при двутавровом по-
перечном сечении скалывающее напряжение при
Рис. ПО. Узел рамы со сваркой яа постройте.

а — часть рамы; b — распределение моментов в углу рамы А; с — эпюра перерезывающих сил стойки в /зле Л; g — еоедииеаиег верти-
кальных ребер жесткости с полкой стойки; 4 — продольное сечение е—/; е —продольное сечение g — ft; / — боковой вид узла A; ft—рт-
пряжение в швах, соединяющих вертикальные'ребра жесткости; I — поперечное сечение а— Ь; к— поиеречиое сечение а — Ь; I — соединение
полки ригеля и поперечного ребра жесткости с полкой стойки.

А. Грегор.
переходе от полки к стенке лишь незначительно
отличается от наибольшего напряжения в середине
тшах. Так как нормальные напряжения от изгибаю-
щего момента нормальной силы в местах перехода
также лишь незначительно отличаются от наиболь-

Рис. 111. Определение скалы-
вающих и главных напряжений.
а — поперечное сечение, Ь — скалы-
вающие напряжения, с — изгибающие
и нормальные напряжения.

ших нормальных на-
пряжений внешник
волокон „а“, то наи-
большее главное
напряжение полу-
чается в месте пере-
хода (в волокне „а."
рис. 111а) от полки
к стенке.

Н ормаявное
напряжение во
внешнем волок-
не „е‘

Во внешнем во-
локне ,е“ получает-
ся нормальное на-
пряжение = -р- =
=tS==0’63°7”/^*<2
и от изгибающего
М —
момента =
=^|=Ю,584 ml см2.

Общее напряже-
ние

а,=0,630+ 0,584 =
= 1,214 т/см2.

Нормальное напряжение в во л окне,а*

В волокне „а" получается общее напряжение
(рис. 111)
0,584'135 । п сол . лсо , ,
а° ~ ......180----' 0’630 = 1>068 т/см2.

Скалывающее напряжение в волокне „а"

J-b '

Здесь согласно рис. 111

Q = 45,7 m; J =45120 см*-, 5=1,4 см-,
S = F^-^-F^ =72,0 • 16,8-|-5,0 • 14,8=1284 см2.

Подставляя эти значения в ранее приведенное
уравнение, получим

45,7-1284 ЛПО , .
т ° 45120-1,4 — 0>93 т1см '

Главныенапряжения в волокне „а“
°”“= 0,35-1,068 4-0,65-

У1,0682 4- 4(0,923-0,93)2 = 1,69 mJ см2.

Для понижения главных напряжений, поперечное
лечение должно быть усилено в соответствии

с рис. 100. Это усиление в дальнейшем рассмат-
ривается более подробно.

у) Усиление стойки в области узла

Согласно предыдущим расчетам сечение стойкй
без усиления испытывает большие напряжения; по-
этому стойка должна быть усилена. Но независимо
от главных напряжений, величина которых может
быть допущена до 1,7 т[см2, прочность на изгиб
полки стойки, вследствие непосредственной пере-
дачи сжимающих и растягивающих усилий, весьма
мала (см. рассуждения, приведенные в разделе /
предыдущего третьего примера). На основании
этого стойка в области узла должна быть усилена
поперечными и вертикальными ребрами жесткости.
Поперечные ребра привариваются на высоте полок,
а вертикальные между поперечными ребрами. Рас-
стояние вертикальных ребер от стенки принято
равным радиусу закругления. Само собой разу-
меется, что вертикальные ребра жесткости можно
уложить вплотную к стенке стойки (рис. 100g
справа). Однако лист В этом случае, вследствие
имеющихся в балке закруглений, должен быть
соответствённо обработан и подогнан. Вследствие
ослабления в этом случае листа, допускаемая
толщина шва становится очень малой, так как
здесь за 8„fln должна быть принята не полная
толщина листа, а толщина листа, соответствующая
середине сварного шва. При желании иметь тол-
щину швов, отвечающую расчетной, необходимо
будет выбирать соответственно более толстые
листы. Способ устройства отстоящих вертикаль-
ных ребер лучше, чем устройство ребер, примы-
кающих вплотную. При этом достигается более
простое изготовление и лучшее распределение сил.
При этом также удачно получается и усиление
сжатых поперечных ребер.

И в техническом отношении такое усиление
также возможно: после сварки поперечных ребер
вертикалные ребра вкладываются между ними и
привариваются по всему периметру угловыми швами.
При этом опорой листов' Служит начало закру-
гления между стенкой и полкой стойки. Верти-
кальные ребра жесткости можно отнести и дальше
(около Ц ширины полки). В этом случае для
установки закладываются соответствующие дере-
вянные клинья или же иа внутренней стороне
полки стойки привариваются точками небольшие
стальные прокладки диаметром 10 мм и толщи-
ною 10 мм.

Вследствие резкой перемены момента и обу-
словленной этой переменой наибольшей пере-
резывающей силы, распределение сил в стойке
чрезвычайно туманно. Так называемое точное
„исследование" установить невозможно; здесь дает-
ся лишь приближенный способ для того, чтобы
конструктор не совсем ходил ощупью, в темноте.
Производство опытов в данной области внесло бы
определенную ясность.
Примем, что поперечные ребра воспринимают
8/з силы So или Sa, недостающая ‘/з передается
непосредственно на внутреннюю полку стойки.
Далее одни поперечные ребра одну половину
силы 2/3 S,t. е. ‘/aS, передают на стенку стойки
и наружную полку и вторую половину • на вер-
тикальные ребра.

Расчет ребер, воспринимающих вверху 2/з-5 3,5 =
= 35,6 т на растяжение и внизу 35,6 на сжа-
тие, не представляет какой-либо трудности. Необ-
ходимо, однако, обратить внимание, что при верх-
них поперечных ребрах соединение сварными швами
со стороны внутренней полки стенки должно вос-
принять общее растягивающее усилие в 35,6 т.
В нижнем поперечном ребре, которое должно вы-
держать лишь сжимающее усилие, при хорошей
подгонке листа можно и при более слабых швах
достичь непосредственной передачи. Предпочти-
тельно, однако, рассчитывать соединение на полное
усилие для того, чтобы способ устройства верхних
и нижних поперечных ребер жесткости сделать
одинаковым.

Из 35,6 т 17,8 т воспринимается стенкой ри-
геля и внешней полкой и 17,8 т вертикальными
ребрами. Действующая в области узла неусиленной
стойки поперечная сила будет не 45,7, а только
45,7—17,8 — 27,9 zn; поэтому скалывающие и
главные напряжения, определенные раньше по по-
перечной силе Q=45,7 т, будут значительно меньше.

Вертикальные ребра жесткости, воспринимая
силы от верхних и нижних поперечных ребер, пере-
дают их на полку стойки. Рассмотрим лишь одно
вертикальное ребро; тогда воспримаемую горизон-
тальными швами силу приближенно можно принять

п ___17,8__Q л

Рн = — = 8,9 т

и передаваемую вертикальными швами силу

Я = 8, э||4 = Ю,1 т.

В действительности сварные швы нагружены не-
сколько иначе: благодаря жесткому соединению
вертикальных листов, горизонтальные и вертикаль-
ные швы получают нагрузку, распределенную по
закону треугольника (рис. 110 Л). При расчете
лишь на нормальную силу Рн или Pv сварные уг-
ловые швы рекомендуется рассчитывать лишь на
0,35 до 0,40 Р2.

В нашем случае толщина сварных швов полу-
чается следующая:

0,35-1,4-31,2 ==О>58 см>
для вертикальных швов

Р„ ю 1

2доп ~	~ 0,35-1,4-35,4	0,58 СМ"

Останавливаемся на толщине шва повсюду
в 0,6 см. Необходимо обратить внимание, что
поперечные ребра испытывают от вертикальных

ребер Изгибающие напряжения, а потому они де-
лаются толще и имеют более мощные сварные швы.

Часть поперечной силы передается через верти-
кальные ребра на полку стойки, разгружая тем
самым стенку стойки. Таким образом в области
узла на участке больших перерезывающих сил
имеется не одна, а три стенки для передачи сил.

f) Разбор примера

При большой величине силы So длина сварного
шва верхней полки ригеля может быть принята
вместо 248 в 275 мм, если концы сварного шва
выдвинуть и более узкую полку ригеля соединить
с полкой стойки с за-
круглением в виде за-
клепки (рис. 112).

Если этих мероприя-
тий будет недостаточ-
но, то необходимо
будет усилить шов
устройством неболь-
шой накладки, как это
показано на рис. 96, Ь.

Другой способ уст-
ройства показан на
рис. 113. При этом
способе часть силы So
непосредственно пере-
дается через две вер-
тикальные накладки на
поперечные ребра.
Если через So обозна-
чим силу, передаю-
щуюся накладкой, то
накладка должна бу-
дет воспринять, кроме
нормальной силы So
также и момент М = S^e (см. также раздел В, 2,
глава 2). Необходимо отметить, что при этом спо-
собе устройства стыковой шов должен быть рас-
считан на 0,5 R так как одновременно с ним
имеются еще фланговые швы.

При небольшой силе So толщина стыкового
шва может быть соответственно уменьшена.

В выбранном для примера способе устройства
узла с усилением стойки, с приваренными по
всему периметру и вертикальными ребрами жест-
кости, распределение сил не совсем ясно.

На рис. 114 представлен другой способ устрой-
ства, при котором обеспечивается ясное распре-
деление сил.

На рис. 114 от а до с рама со сплошной
стенкой представлена замененной решетчатой си-
стемой. Различная толщина линий указывает на
соответственно различные по величине усилия. Из
схемы можно легко видеть, что раскосы, располо-
женные в пределах узла, испытывают наибольшие
усилия. В соответствии с воображаемой решеткой
на рис. 114 от d до п и подобраны раскосы,
которые служат для разгрузки стенки стойки и
передают часть перерезывающей силы полке стойки.

При расчете приходится иметь дело как бы
одновременно с двумя системами со сплошным и
решетчатым устройствами.

Способ устройства, показанный на рис. 114 d
и е со стержнями, расположенными нормально

с

I 36

ПЕР6Д11ОО1‘Я	-~7

мчледм	6L

nont речное
РЕБРО ЖЕСТ

е

Jo

!»кп1ДыйГ

X ‘М

ОПОРНАЯ ПЛ1МА

Рис. 113. Жесткий узел рамы со сборкой на
месте постройки и с боковыми накладками для
лучшей передачи растягивающих усилий.

й — сечение а — Ь; Ь — боковой вид узла; с — поперечное
сечение с — d.

к стейке, неудачен, так как направление сварных
швов в конце соединения чрезычйио затруднено.
Сплошное сварное соединение не сделано, потому
что в этом случае распределение сил будет не-
ясно. При передаче усилий стержня стенке стойки
горизонтальные боковые силы передадутся в виде
перерезывающих сил, и таким образом какой-либо
разгрузки стенки стойки не произойдет.

При способе устройства, указанном на рис.
114 f и g раскос сделан из полосы железа, идущей
параллельно вертикальной стенке.

Здесь сварное соединение выполнять удобно.
Благодаря непосредственному соединению раскоса
с полкой стойки получаются косые швы, через
которые опять-таки косое усилие, как это видно
из рис. f н g, передается вдоль и поперек участ-
ков соединения. Этот способ соединения лучше,
ио и здесь еще около половины всей перерезы-
вающей силы передается на стенку стойки. Кроме
того возможно и искривление поперечных ребер
жесткости.

Хорошее распределение сил достигается при
способе устройства, указанном на рис. 114 от h до I.

Здесь, кроме того предусмотрены особые косынки,
так что косые, усилия через эти косынки пере-
даются на вертикальные и горизонтальные свар-
ные швы.

На рис. 114 т и п раскосы устроены в виде
четырехугольников; средняя часть между четырьмя
стержнями может быть и невырезанной, так как
при сплошной стенке диафрагмы и при коротких
сварных соединениях у середины плиты, передача

Рис. 115. Узел
рамы с тремя
стенками стой-
ки. Просто, ясно
и экономично!

а — сечение с — d;
Ь — фасад.

сил производится почти нормально. Из всех спо-
собов устройства узла, данных на рис. 114, спо-
соб т наиболее целесообразный по сравнению с
другими способами; в нем имеется значительная,
экономия на сварных швах.

Как можно видеть из рис. I и п раскосы или
планки могут быть расположены на известных
расстояниях друг от друга; таким образом боль-
шие поперечные силы могут воспринять от двух до
трех стержней.

Приведенные здесь усиления стойки в области
узла до сих пор не использовались для уменьше-
ния поперечного сечения.

На рис. 115 предлагается чрезвычайно выгодный
способ устройства узла. Продолженные в обе сто-
ЗЛМЕШ РАМЫ со сплошной
СТЕНКОЙ РЕШЕТЧАТОЙ СИСТЕМОЙ

Рис. 114. Различные способы устройства узлов рамы с разгрузкой стойки особыми раскосами.

а—замена рзмы со сплошной стенкой решетчатой системой; d— фасад А; /—фасад В; е—поперечное сечение a— b; g- поперечное сечение c—d.
h—боковой вид узла С; «—боковой вид узла С; т—боковой вид уала Е; г—поперечное сечение г—/; Z— поперечное сечение g—h-, л—попереч-
ное сечение if-к.
роны вертикальные ребра жесткости служат не
только для усиления стойки, но они, являясь со-
ставной частью стойки на протяжении действия
наибольшего момента (рис. 110 а и Ь), дают
возможность уменьшить поперечное сечение стойки.
Устройства поперечных ребер жесткости здесь не
требуется, так как в области узла имеется доста-
точно солидное, состоящее из трех стенок, попе-
речное сечение, которое не только в состоянии
воспринять наибольшую перерезывающую силу,
но и не допустить большей передачи изгибающего
момента на полку.

Этот способ устройства ясный в статическом и
конструктивном отношениях, отличается своей
экономичностью и простотой и превосходит все
описанные выше способы.

5.	Пятый числовой пример

а) Общие сведения

Ниже приводится расчет представленного на
рис. 116 узла многоэтажной рамы. Размеры и обо-
значения даны на рисунке, = 1,4 т{см*. При
расчете рассматриваются два случая нагрузки:

а)	Случай нагрузки ,а“. Полная на-
грузка, включая ветер

(Наибольший отрицательный момент и наибольшее
опорное давление)

М=£ — 78,1 т.м; А = 51,0 т.

Р) Случай нагрузки „Ьи. Собственный
вес иветер

(Наибольший положительный момент и наимень-
шее давление)

М — -j—21,15 тм; Л = 14,0//г.

Ь)	Воспринятие опорного момента и опор-
ного давления

Р) Случай нагрузки „Ь":

_ jh _i_ А — 21»15
г с + 2 “ 0,45

с	М	, А	21,15

5г	е 2	0,45 "

14,0 

2

14,0

2

40 st;

— 54 tn.

Ригель непосредственно опирается на обе сто-
роны полок стойки вверху и внизу. Прикреплен-
ный уголок служит лишь для целей монтажа и
имеет между нижней полкой ригеля зазор в 5 мм.

Так как опорная планка передает давление че-
рез площадь соприкасания, то опорный край не-
обходимо тщательно остругать.

Для того чтобы обеспечить плотное соприкаса-
ние при передаче усилий между опорной планкой
и верхней поверхностью ригеля, вводится клии
с соответствующей выравнивающей прокладкой.

с)	Опорная планка на правой полке стойки
под ригелем для передачи положительной
силы

а) Непосредственная передача сил
от нижней полки ригеля на край
планки

Напряжение на снятие полки ригеля (ширина
b — 240 мм) и планки (длина I — 30 мм) рав-
няется

Вследствие давления полка ригеля работает на
изгиб. Расчет ее производится в соответствии
с разделом А,3; b главы 3. Вследствие того, что
конец заделанного ригеля образован из трех сте-
нок, напряжение от изгиба получаются значитель-
но ниже допускаемого.

Р) Сварноесоединение опорной плаики
с полкой стойки

Действие опорного момента заменяется действием
вертикально направленной пары сил с плечом
с = 450 мм, равном расстоянию между левой и
правой стороной полки (рис. а и Ь.)

Р=Л

с'

Направленная вертикально общая сила соедине-
ния Sr на правом и S; на левом краю стойки
получается для обоих случаев нагрузки следующим
образом:

Имеются 4 фланговых и 4 лобовых шва

Smin = 20 мм; /Пдоп= 0,707-20= 14,14 мм;
/пдст = 13 мм.

Длина внешних фланговых швов = 500 мм
„ внутренних „	„ =475 „

„ лобовых швов	= 95 „

На внешних углах накладки сплошные швы за-
кругляются, почему никаких вычетов концевых
кратеров не производится

а) Случай нагрузки „а“

л—4+4—^-4=™-*

q Af [ А  —78,1 । 51,0  1 ло
$= —+-Г==-0Л5~ + -2~ = -148 т-

/доп = 40 т = 40 • 13 = 520 мм.

Представим себе, что толщина угловых швов
совмещена с плоскостью соединения, тогда

Fm — Umi — 1,3(2-50,0 + 2-47,5 -f-4-9,5) =

= 302,9 cms;
150-м

Рис. 116. Узел рамы.

«—случай нагрузки „а"; Ь—случай 'нагрузки ,к“; с—сечение с— 4; 4—сечение е f; е—зид Снаружи; / сечение а—*
Лв ж 2	+ 2 Ь?^4-2 • 9,5(52,63-50») •

• А- =82822 см*\

W =-^- = ^& = 3149 ел».

св *тах 26'3

Сварным соединением воспринимается изгиба-
ющий момент:

-5г?£ — 199-1,5 = 298,5 т ем. и нормаль-

ная сила S»- — 199 т.

Напряжение от момента и нормальной силы
=	= 0>095 т/^з

^св = ^-^- = °>657

Суммарное напряжение

Тсв

/Лсв + ^св =\/0.095» +0,657»
= 0,66 т/см2;

/?$са доп = 0,5 Rz — 0,7 т/см2.

j) Поверка поперечного сечения на-
кл а лк и

Пренебрегая действием двойных внешних флан-
говых швов, можно в основу расчета положить
схему нагрузки, изображенную на рис. 116g; тог-
да изгибающий мбмент будет

М —	(Ж«) =ф (24,04-4 •75)=1344 т см.

Момент сопротивления накладки

1^3^02 = 1250 см*
О

и действительное напряжение
w-^-1’08 т1ся‘

Наибольшее действительное скалывающее напря-
жение для накладки (сечение прямоугольное) будет

1 с

, , Q . _ "2* Т _ . - 99,5
Тщах— 1,0 р — 1,0 3^750 0 — 1>° 150

= 0,995 т]см2

Rs = 1,167 т/смХ

d) Остальные опорные планки

Как опорные планки А правой полке стойки
выше ригеля, так и опорные планки с левой сто-
роны стойки, выше и ниже ригеля, рассчитываются
по аналогии с предыдущим. Результаты расчета
можно видеть на рис. 116.

е) Усиление ригеля, имеющего главные и
скалывающие напряжения выше допускае-
мых пределов

Поверка стойки на скалывающие и главные на-
пряжения, произведенные в предыдущем числовом
примере, применимы также и для ригеля. В риге-
ле, в соответствии с рис. 116а действует наиболь-
шая перерезывающая сила Q=148 т и наиболь-
ший момент

Мв^М4-А-у- = -78,1+51 ^ =

= — 66,5 т см.

От действия этих сил для неусиленного ригеля
подучим-скалывающее напряжение

тшах=1>52 т/см2

и наибольшее главное напряжение

amax = l,94 ml см2.

ПИП

Так как эти напряжения превышают допускае-
мые, то ,ригель на конце усиливается в соответ-
ствии с рис. 116 с и (L Это усиление происхо-
дит аналогично усилению стойки по рис. 115.
В целях избежания выпучивания при действии
больших перерезывающих сил, ребра жесткости
дополнительно удерживаются промежуточными
стенками, s Промежуточные стенки привариваются
к стенке ригеля, ребра жесткости, которые со-
держат соответствующие вырезы, надвигаются
на промежуточные стенки, а затем приварива-
ются к полкам ригеля и к промежуточным
стенкам.
ГЛАВА ПЯТАЯ

СТОЙКИ

А. СТОЙКИ МНОГОЭТАЖНЫХ ЗДАНИЙ И МАЯТНИКОВЫЕ ОПОРЫ

1.	Расчет и конструкция башмаков
стоек

а) Общие сведения

Настоящее изложение является продолжением
задач, проделанных в 3 главе, разделе А,1. В до-
полнение к данным там обозначениям и основным
формулам в конструкции башмаков стоек имеет
значение расчет ребер жесткости башмака.

а отсюда

Vfc’-C’

(Эта формулы даются в „Hiitte“ для расчета
днищ резервуаров).

Из табл. 7 можно получить для различных
давлений фундамента и толщин плит от 8 = 10
до 8—50 мм значения длины перпендикуляров.

Рис. 117. К расчету ребер жесткости башмака и распределению соединяющих сил.

Ветвями колонны и ребрами жесткости плита
разбивается на отдельные участки (рис. 117). Эти
участки плиты подвергаются равномерно распреде-
ленному давлению фундамента к и проверяются на
изгиб. Трапецеидальная нагрузка может быть принята
как равномерно распределенная. Обозначим через

I — длину участка плиты от середины до сере-
дины ветви стойки или ребер жесткости,

Ь — ширину участка плиты между внутренними
гранями вертикальных листов,

с — длину перпендикуляра, опущенного из угла
участка плиты на диагональ в см.

Тогда для участков плит, рассматриваемых как
плиты, зажатые со всех четырех сторон, длина
перпендикуляра не должна быть больше, чем

Участок плиты на конце заделан лишь тремя
сторонами (рис. 117 а). Для этого конечного
участка делают длину 4 = 0,35 длины I, получае-
мой для участка такой же ширины, но защемлен*
ного со всех сторон.

Если I получается очень малой, то длина 1г
определяется по таблице 6; при этом, прене-
брегая заделкой у продольных граней вертикаль-
ных стенок, считают в этих сечениях плиту раз-
резанной. 1

Наоборот, при малой ширине участка плиты b
можно пренебречь заделкой ветви или ребра же-
сткости и принимать в этом месте плиту как раз-

1 Прим. ред. Расчет илиты башмака на участках
опертых по четырем и по трем сторонам можно вести
по данным проф. В. Г. Галеркнна—см. „Упругие
тонкие плиты", изд. 1933 г. Госстройцздат.

А. Грегор.

8
Таблица 7. Допускаемые длины перпендикуляра с и ширины участка
плиты Ь (рис. 117) сталь 3 Rz — 1,4 т[сл&

ВВ 90 S —	Допускаемая длина перпендикуляра с в ми при давлении иа основание k в кг/смг (рис. 117а)								ина  t € мм	Допускаемая ширина Ь в мм при давлении на основание k в кг/сч2 (рис. 1175)							
aS									зй								
F- 8	7	10	14	18	20	25	35	40	Ч s О «ч н с	7	10	14	1»	20	25	35	40
10	231	193	163	144	137	122	103	97	10	200	167	141	125	118	106	90	84
11	254	212	180	158	151	134	114	106	11	220	184	156	137	130	116	98	9г
12	277	232	196	173	164	147	124	116	12	240	201.	170	150	142	127	107	100.
13	300	251	212	187	1,78	159	135	126	13	260	218	184	162	154	138	116	109
14	324	271	229	202	192	171	145	136	14	280	234	198	176	166	148	125	117
15	347	290	245	216	205	183	155	145	15	300	251	212	188	178	159	134	126
16	370	309	261	230	219	196	165	155	16	320	268	226	201	189	169	143	134
17	393	328	278	245	233	208	176	165	17	340	285	240	213	201	180	152	142
18	416	348	294	259	246	220	186	174	18	360	301	255	225	213	191	161	15!
19	439	367	310	274	260	232	196	184	19	380	318	269	238	225	201	170	160
20	462	386	327	288	274	244	207	194	20	400	335	283	250	237	212	179	167
25	578	483	408	360	342	305	259	242	25	500	419	354	313	296	265	224	210
30	693	579	490	432	411	366	310	291	30	600	502	424	375	355	318	269	252
35	809	676	572	504	479	427	362	339	35	700	586	495	438	414	371	314	294
40	924	772	653	576	548	488	413	388	40	800	669	566	500	473	424	359	336
45	1040	869	735	648	616	549	465	436	45	900	753	636	562	532	477	404	376
50	1156	965	817	720	685	610	516	485	50	1000	836	707	625	591	530	449	418

резную; тогда придется иметь дело с балкой, за-
деланной двумя концами.1

Наибольший момент получается в заделке

Для упрощения расчета можно представить вы-
деленную полосу плиты щириною в 1 см (рис. 117 6).
Момент сопротивления полоски плиты будет

6

В табл. 7 даны значения ширины участка
плиты Ъ для различных давлений k на основание
и при толщине плиты 8 = от 10 до 50 мм.

Необходимо обратить внимание, чтобы ребра
жесткости были правильно присоединены к стенке
или к стержню колонны, так как в противном
случае они могут быть плохо использованы или
совсем не использоваться.

1 Прим, р е д. При отношении j > 1,5 расчет пли-
ты, как опертый по четырем сторонам, дает мало выгоды
по сравнению с плитой пролетом 6; поэтому в этих
случаях следует вести расчет как плиты, опертой по
двум сторонам.

Распределение общей нагрузки производится так,
как это показано на рис. 117. При этом стенки
ветви воспринимают давление от площадок с гори-
зонтальной штриховкой, ребра жесткости от неза-
штрихованных площадок и вертикальные Листы—
давление от площадок с вертикальной штриховкой.
Ь) Башмак для стойки из двух швеллеров
а) Общие сведения

На рис. 118 изображен башмак без особых
ребер жесткости с двумя вертикальными листами,
которые служат одновременно для связи стойки
с плитой и для равномерной передачи нагрузки
на основание. Эта конструкция пригодна Для
опорных давлений до 100 т.

Р) Числовой пример

1)	Общие сведения

В дальнейшем приводится числовой расчет кон-
струкции башмака, изображенного на рис. 118.
Опорное давление равно 31 т. Размеры плиты
30-52 см-, давление k — около 20 кг/см*. Допус-
каемое напряжение на сталь Rz—1,4 ml см*. Осталь-
ные размеры и обозначения даны на рисунке.
2)	Присоединение стержня к башмаку

Имеется 8 фланговых и 4 лобовых шва. Флан-
говые швы наплавляются до соединения стойки
с плитой

= 8 мм'<	0,707-8 = 5,6 ММ.

Для внутренних фланговых и для боковых швов
выбираются лобовые швы толщиною т = 5 мм

Рис. 118. Башмак
стойки из 2 С

а—вид спереди; f>—вид
сбоку; с— сечение а—Ь;
е — поперечное сечение
а—схема рагрувки
башмака*

и для внешних фланговых швов, которые могут
быть иа кромках полок закруглены, толщиною
т = 3,5 мм (рис. 15).

/^ = 4 [0,5(11,0 + 5,0)-]-0,35-11,3] =47,8 см*
х =	0,65 т/см* •1

3)	Поверка поперечного сечения баш-
мака

Нагрузка башмака принимается в соответствии
со схемой, изображенной на рис. 118 d.

Р1 = 2-0,35-11,3-0,65 = 5,1 От

Р2 = 2-0,5 -11,0-0,65 = 7,15m и

Р.= 2-0,5 • 5,0-0,65 = 3,25m.

Опасное поперечное сечение будет сечейие а — а,
Так как в этом месте перерезывающая сила изме-
няет свой знак.

Наибольший момент:

31,0-22,0 22,0	, Q Qn,

= gap -----------(5,10 - 6,0 + 3,25 • 3,0) =

= 103,9 тем.

* Прим. ред. В данном случае принято, что уси-
лие, действующее в ветви стойки, проходит через центр
тяжести совмещенных рабочих сеченнй швов.

Поперечное сечение башмака изображено на
рис. е и имеет момент инерции /=839 см* и
ТГ=78,1 см*

_ М 103,9	, „п , ,

о —j— 1,32 т/ см*.

4)	Соединение вертикальных листов
с опорной плитой

3miu — 8 ММ*} т^оп — 0,707 • 8 —- 5,6 ММ}	=

т= 4,5 мм.

Имеются 2 шва с /=510 мм и 4 шва с /=180 мм.
св = 2-0,45(51,0-|-2.18,0)= 78,3 см*.

Напряжение, направленное вертикально,

тс.==^=37О = 0-392 т1смг-

Напряжение, действующее горизонтально

OS ^^•30,0-1,5-2,02

т»са ~J4m	§39

4^5=0,575т/см*.

Суммарное напряжение

тс.« Vт/св + тг2са=У 0,3924-0,5752 = 0,7т/дн«

(Определение общих напряжений в других ме-
стах соединения будет дано в третьем примере
раздела В).

5)	Поверка выступающей части плиты.

Толщина плиты 8= 15 мм. По этому значению
находим в табл. 6 (стр. 45 и рис. 48), что сво-
бодное расстояние у = 73 мм\ в нашем же при-
мере это расстояние равняется только 66 мм
(рис. 118 Ь), так что напряжение от изгиба будет
ниже допускаемого.

с)	Башмак для стойки из широкополочного
двутавра

На рис. 119 представлен башмак, у которого
между плитой и внешними краями полки при-
варены четыре ребра жесткости. Угловые швы для
приварки ребер жесткости к плите и V - швы
для присоединения ребер жесткости к полке стойки
определяются согласно разделу A, I, d главы 3.
Толщина V -шва т = 16 мм.

Дальнейшее усиление плиты башмака не требуется,
так как свободный вынос плиты у и допускаемая
по табл. 7 ширина b внутреннего участка будут
ниже принятых.

На рис. 120 представлен тот же самый башмак,
но с правильными вертикальными листами.

Расчет этой конструкции аналогичен предшест-
вующему числовому примеру, приведенному в раз-
деле Ь,
Настоящая конструкция лучше предыдущей, так
jtaK при одинаковом весе башмака его высота
ниже на 50 мм и меньше расход сварочного
материала.

выдержать давление Н и потому присоединяются
угловыми швами. Необходимо обратить внимание,
что вследствие непосредственной передачи давления
фундамента на участках плиты, заштрихованных

Конструкция по рис.	Вес стали Kt	Сварочный материал Kt
119	48	0,18
120	48	0,12

На рис. 121 дана конструкция башмака, в ко-
торой кроме вертикальных листов имеются допол-
нительные ребра жесткости. Распределение всей
нагрузки производится по рис. 121 с. При этом
восемь консольных ребер воспринимают давление
от площадок с косой штриховкой, стенка стойки
и бортовые ребра жесткости—давление от гори-
зонтально заштрихованных площадок и вертикаль-
ные листы, кроме сосредоточенных нагрузок от
консольных и бортовых ребер жесткости — дав-
ление от вертикально заштрихованных площа-
док.

Жесткость башмака достаточна, так как по
табл. 7 для толщины плиты о = 20 мм и
давления к —12 кг/см2 допускаемый перпенди-

Рис. 119. Башмак с консольными ребрами жесткости
треугольной формы.

с—вид спереди; Ь— вид сбоку; с—сечение а—Ь; е—ребро жесткости 16.

куляр с = 353 мм и допускаемая ширина уча-
стка b — 306; фактические же размеры содержат
для с = 240 мм и для b = 290. Консольные ребра
жесткости рассчитываются в соответствии с разде-
лом A, I, d главы 3 (см. также рис. 121 е). Бор-
товые ребра жесткости (Zwischenblech) должны

Рис. 120. Башмак с правильными вертикальными листами.

л—вид спереди; Ь—вид сбоку; с—сечение a—b\ d—поперечное сечейие
башмака.

горизонтально, возникают также вертикальные ска*
лывающие напряжения. Соединение бортовых ре-
бер жесткости с плитой рассчитываются также на
смятие.

В средних консольных ребрах бортовых ребер
не устраивается, так как полка стойки, сваренная
с вертикальным листом и приваренная стальная
полоса 80-15 достаточны для воспринятия возни-
кающих изгибающих моментов. Вертикальный диет
рассчитывается обычным способом как консольная
балка, загруженная с двух сторон заданными на-
грузками (см. пример в разделе b, Р).

В расчетном поперечном сечении ширина опор-
ной плиты принимается в 650 мм.

Вес всего сварного башмака составляет 390 кг,
а соответствующий клепаный башмак (см. русск.
перевод Грегор „Железные конструкции" том II,
рис. 219)—730 кг.

К тому же надо сказать, что сварной башмак
на 150 мм ниже клепаного. Значительная разница
в весе указывает на большую выгоду сварки.

d)	Стойка из двух двутавровых балок

а) Общие сведения

На рис. 122 дана конструкция башмака для стойки
из двух 2L с двумя бортовыми ребрами жесткости.

В дальнейшем для этого башмака приводится
расчет прочности.
P) Числовой пример
1) Общие сведения

Нижё приводится расчет башмака, изображенного
на рис., 122. Опорное давление равняется 150 т.
Опорная плита имеет размеры 55,0 • 110,0 см;

Для соединения стойки с плитой можно наплавить
шов длиною 7=260 мм, так что толщину шва

получим

JPS 12,65 п _

т ~ IRS — 26,0 • 0,7 — 0,7 СМ-

Рис. 121. Башмак с вертикальвыми листами и консольными ребрами жесткости.
а— фасад; Ь—сеченние а—Ь, с- сечение c—d; d—сечение «—/; г—консольиое ребро жесткости.

давление на фундамент k = 24,8 — округлен-
но 25 кг,1см2. Распределение нагрузок происходит
согласно рис. 122 d. Допускаемое напряжение на
Сталь /?г= X^mjcM2. Все прочие размеры и обоз-
начения даны на рисунке.

2)	Соединение стенок стойки с плитой

В соответствии с распределением нагрузки,
данной на рис. 122, стенка стойки передает на
плиту следующие силы

Р^ = 30^,-°.. 24,8 = 12,650 кг = 12,6S т.
т

3)	Соединение полки стойки с верти-
кальным листом

За вычетом силы, передающейся плите стен-
ками стойки, на долю полок стойки остается сле-
дующая сила, на которую и следует рассчитать
соединение

Pf=P— 2PS= 150 — 2 • 12,65=124,7 т.

Имеется 8 фланговых и 4 лобовых шва

= 0,7(8 • 26,6-|-4 • 12,3) =183,4 см*,

=	— 183Д ~ т/см*,
4)	Расчет бортовых ребер жесткости

Соответственно рис. 122 бортовые ребра выдер-
живают следующие треугольные нагрузки

10,0- 34,0	24,8 =

о у

== —11900 кг = 11,9 т.

М 11,9-34,0 „о

Л? —=— — = 67,33 т-см.
О о

Для соединения вертикальных листов имеется
4 угловых шва / = 9 слс, толщину сварных швов
получим:

Ра	11,9

т ~ 41RT'	4 • 9,0 • 0,7--0,5 СМ'

•’ев	'	’

Для соединения бортовых ребер жесткости с пли-
той имеется 2 угловых шва длиною / = 33,0 см
и толщиною т — 5 мм.

Fcb=2- 0,5 - 33,0 = 33,0 см*.

Рис. 122. Опорный башмак с двумя вертикальными листами и двумя бортовыми ребрами жесткости.
«—боковой вид; 4—поперечное сечение «—в; е—сечение а—Ь;е -схема нагрузки башмака; Л- распределение нагрузок.

За рабочее сечение, кроме самого ребра из по-
лосового железа 100-12, принимается еше полоса
плиты шириною в 200 мм. Отсюда получаются
следующие величины: расстояние до центра тяжести
сечения от иижнего края плиты равно 2,38 см,
1=34&см*. W = 56,7 см*, статический момент
полосы плиты S = 55,2 см3,

М 67,33	,	.

•= W = —56J =1’19 miCM -

Вертикально направленное напряжение:

Т1« = ^ = Й^ = °>361 «/<*’•

Горизонтально направленное напряжение (скалы*
вающее):

О  S ' 55,2

”..= 7&=S^W = 0'601 т'ся'-
Суммарное напряжение:

т£В =	+*з’„=V0.36P+о.бор =

= 0,7 т/см3.

5)	Расчет поперечиогосечения башмака

Нагрузка на башмак принимается согласно схеме
рис. 122 е.

Р1 — п-тН = 2-0,7- 26,6 • 0,68= 25,32 т.

Рг = п-тк = 2 • 0,7 • 12,3 • 0,68= 11,70 „

Р3 — Р3 (из раздела 2)	= 12,65 „

Pt —Ра {из раздела 4)	= 11,90 „

Q = (принимается равномерно

распределенной) Р— 2 (Р3

Д- р4) = 150,0 — 2(12,65 +

--11,9)	= 100,90 „

Опасное сечение будет а—а (рис. 122 е и / ),
так как здесь перерезывающая сила изменяет свой
знак. В середине сварного шва перерезывающая
сила еще раз меняет знак; однако, в этом месте
изгибающий момент будет меньше чем в сече-
нии а—а.

Ч = То/Г° •	и>9 • 37’0-

— (25,32 • 14,04- п>7 • 7) = 1017 т см.

Поперечное сечение, изображенное на рис. 122ft,
имеет момент инерции J— 16 240 CMi\ W — 723 см3.

Статический момент опорной плиты, отнесенный
К оси, проходящей через центр тяжести всего се-
чения башмака 5 = 715 см3.

М. 1017

о = -^ = ^ = 1,4 т/см3.

тт	/ ZO

6)	Соединение вертикального листа
С плитой

— 15 мм, — Qy7Q7  15 —5 .0,6 мм',
= 8,5 мм.

Имеется 2 угловых шва длиной 106,0 см и 4
угловых шва длиною 25,0 см.

Гев =0,85 (2 • 106,04-4 • 25,0) = 265,2 см3.

Вертикально направленное напряжение

Q 100,9 п„о , »
т’с. ~ 7^ = 265/2 ~ 0,38 т1см ’

Горизонтально направленное напряжение (ска-
лывающее)

/100,9-33,0 4-11,91715

QS I по,о ’	/ п __ , „

т2св — J.±m~	16 240 4  0,85 ~ 0,55 т!СМ '

Суммарное напряжение

e V^icb + ^b = V0»38’4-0,55«=0,67zn/cjw4.

(О способе расчета общих напряжений других со-
единений можно видеть в третьем примере раз-
дела В).

7)	Расчет плиты

Наибольшее свободное расстояние у плиты, как
видно из рис. 122а, равняется 80лглг; по таблице
же 6 — допускаемое свободное расстояние для тол-
щины 8 = 20л/л/ и давления к = 25 кг/см3 рав-
но 86 см.

Внутренние участки плиты также прочны: по
табл. 7 допускаемый перпендикуляр с — 244 ММ\
в действительности же имеется 210 мм. Опорная
плита, таким образом, достаточно жестка.

Рис. 123. Шарнир-
ная опора стойки
с ростверком.

а—боковой вид; Ь—пе-
чение с—d; с— сечение

е) Башмаки с ростверком

При качающихся опорах (рис. 123 и 124) и в
многоэтажных стойках с большими опорными дав-
лениями нижнюю часть опоры целесообразно ус-
траивать на одном или нескольких ростверках.
Стойка внизу усиливается накладкой и фрезеруется,
так, что опорное давление передается непосред-
ственно на ростверк.

На рис. 123 дана конструкция башмака для ка-
чающейся опоры с ростверком из Т 30. К ро-
стверку на определенных расстояниях приварены
две планки, между которыми помещается приварен-
ная к торцу стойки плита. Эта плита на нижней
стороне сделана выпуклой, чтобы дать возможность
стойке отклоняться в направлении действия гори-
зонтальных сил. Рассматриваемая плита передает
нагрузку непосредственно на нижнюю часть опоры.
Горизонтальной силе Н противодействует одна из
приваренных планок; естественно поэтому, чтобы
соединение плаики было рассчитано на полную си-
лу Н. того чтобы удержать стойку от смеще-
ния в сторону, в середине опорной плиты про-
нускаются, как это указано на рис. 123, два болта,
соединяющих одновременно стойку с нижней частью
опоры.

Так как болты помещаются в замке сводчатой
плиты, то шарнириость опоры не нарушается.

На рис. 125 показана конструкция опоры, у ко-
торой поперечное сечение стойки прикрепляется
непосредственно к сварному ростверку, а передача
усилий происходит через гладко остроганную опор-
ную площадь. Для большей надежности к концу
стойки с двух сторон привариваются накладки.
Необходимо отметить, что несмотря на большое

Рис. 124. Качающаяся опора стойки с ростверком из двух балок.
а—фясжд; Ь—сечеяие c—d; с—сечение а—Ь; d—сечение е—/.

Расчет башмака не представляет собою ничего
нового. Усиленная и остроганная опора стойки
рассчитывается так же, как и голова стойки в раз-
деле А, Б, главы 3; перевернув рис. 128, можно
принять его как капитель. Расчет нижней части
опоры производится так же, как и в разделе
А, I, е, главы 3.

На рис. 124 дана конструкция качающейся опоры
с ростверком из двух балок. Сюда можно отнести
все сказанное раньше по отношению к конструк-
ции, изображенной на рис. 123.

опорное давление в 608 т, высота опоры стойки
получййась небольшой. Расчет такой опоры не
представляет ничего нового.

2.	Расчет и конструкция присоедине-
ния балок перекрытия к голове стойки

На присоединение балок перекрытия к голове
стойки и на конструкции головы стойки были про-
деланы задачи в главе 3, разделы А, 4 и А, 5.
3.	Расчет и конструкция стыков стоек

а) Общие сведения

Конструкция стыков с накладками на полках и
^тенках, применяемая в клепаных конструкциях, при
сварке не годится, как не отвечающая особенно-

плиты от 15 до 25 мм толщиною. Так как сила
передается непосредственно, то сварное соединение
и болты расчитываются на одну треть действу-
ющей силы.

Если сварку возможно производить на месте по-
стройки, то конструкция узла получается подобно
изображенной на рис. 126 с.

Рис. 125. Опора многоэтажной стойки со сварным ростверком,
о— расад: b -сечение а—Ь; с—сечение c—d; d- сечение e—f; е—фасад во »А“,

стям сварки: каждая из прокладок, требуемых для
перекрытия поперечных сечений с различными вы-
сотами должна быть приварена с расчетом, на пол-
ное усилие; таким образом' передающаяся через
стык сила будет дважды воспринята обоими соеди-
нениями.

На рис. 126 представлена правильно выполненная
конструкция стыка. Стыки, изображенные на рис. а
и b соединяются болтами на месте постройки.
После того как оба конца стойки гладко остро-
ганы под прямым углом, к ним привариваются

Стыковая плита приваривается в мастерской
к нижней стойке, а при сборке на месте постройки
верхняя стойка приваривается к плите. Оба соеди-
нения, верхнее и нижнее, в этом случае рассчи-
тывается на полную силу в стыке. Так как при та-
ком способе производства сила передается непосред-
ственно через швы, то острожка концов стойки
не производится. В целях удобства при сборке
к верхней стойке привариваются два небольших
уголка; при наличии предусмотренных зарацее
отверстий в уголке и плите верхняя стойка точно
устанавливается на плиту, соединяется болтами и
удобно сваривается.

На рис. 127 представлены две конструкции
стыка, у которых имеется значительная разница
в высоте поперечного сечения. В обоих случаях

Рис. 126. Различные способ ы наращивания миогоэтаж
ных Стоек.

Рис. а и «для соединении болтами на месте п стройки; рве- с—для
сварки на месте постройки; а, Ь, с—фасад; d, е /—поперечное сече-
ние.

при расчете толщины гстыковой плиты приходится
учитывать действие нзнбающего момента. Можно
принять, что плита передает усилие от верхних
полок на полки нижией стойки. Тогда прибли-
женно изгибающий момент будет равен (рис. 127)

а,

где Р1 — есть сила, передаваемая полками.
Момент сопротивления плиты будет

Л
w 6	’

действительное напряжение плиты при изгибе

Если толщина стыковой плиты получается очень
большой, то приваркой ребер жесткости, как это
показано из рис. 127b, можно уменьшить величину
изгибающего момента, а вместе с тем и толщину
плиты. Соединение и толщина ребер жесткости
определяются по разделу A I d главы третьей.

В то время как конструкции стыков, данные
на рис. 126, возможны лишь при наличии нормаль-
но действующей силы Р, конструкции, изобра-
женные на рис. 127, могут быть выбраны при на-
грузке от нормальной силы и момента.

Далее приведен числовой пример расчета стыка
внешней опоры многоэтажной рамы; этот расчет
может быть по аналогии применен н к другим
конструкциям стыка.

Ь) Числовой пример

а) Общие сведения

Ниже дан расчет внешней стойки многоэтажной
рамы, изображенной на рис. 128. Расстояние
стыка с (сечение а—а) от середины присоединя-
емого ригеля равно 1,4 ж; в этом месте по рис. 122
d и е изгибающий момент от вертикальной нагрузки
равен 630 т см и от ветра 480 тем. Нор-
мальная сила Р от вертикальной нагрузки ра-
вняется — 42 т и от ветра zp 8,5 т. Наибольшая
перерезывающая сила Q=16 т.

0) Расчет на приведенную нормаль-
ную силу

Стык рассчитывается на приведенную нормальную
силу Р1, которую принимают равной действующей

авиийакдепм	ымай вщпыи	ачцдлик СЯСМс,

11

В пят изгибе

Рнс. 127. Два способа наращивания многоэтажных свар-
ных стоек.

Рве. а е простой стиховой плитой; рие. Ь—с усиленной стыковой пян
той; а—стыковые плиты без ребер жесткости; б—стыковые пл
с ребрами жесткости.

на стойку силе Р, умноженной’’на коэфициент кгг.
Этот коэфициент К1г в середине расчетной длины
стержня равен значению К12, которым пользуются
для расчета самой" стойки на продольный изгиб;
выше и ниже коэфициент кг изменяется, умень-
шаясь по закону параболы до постоянного зна-
чения I (рис. 128/), а именно

/<г1 = КгП1р — Tj1, +1.

Высота параболы в месте стыка (рис. 128)
^ = 0,88.

Подставляя значение в выше написанное урав-
нение, получим

/Сг== 1,24-0,88 — 0,884-1 = 1,21.

Рис. 128. Конструкция стыка внешней стойки многоэтажной рамы при производстве сварки иа месте постройки
л—фавад; 6—продольный разрез а—Ь; d—моменты а нормальные силы ветровой нагрузка; «—часть рамы; /—эпюра; с—поперечное сечение
я—>; Л—эпюра напряжений для сечениа с—а верхней стейки, случай нагрузки „а* от вертикальной силы и ветра справа; /—тоже слеза; g^
угловые швы верхнего соединения стойки, совмещенные в плоскостью соединения.

В нашем примере поперечное сечение стойки
состоит из Т 42J£. Наибольшая сжимающая
сила

Р= 42,04-8,5 = 50,5 т.

Расчетная длина стойки sK = 4,3 м\

x=^=S=58;/c=z1-24-

Откуда приведенная нормальная сила и стыке
будет равна

pi =	= 50,5 -1,21=61 т.

у) Расчет сварного соединения верх-
ней стойки

Т 42*/2 со стыковой плитой

На рис. 128^ толщины сварных швов совмещены
с плоскостью соединения. Толщина шва у полки
стойки равняется 15 мм, допускаемая же толщина
0,7078 = 0,707-26 = 18.4 мм\

у стенки стойки /пДСт = Ю мм\ тяоп — 0,707 • 14 =
= — 10 мм.

Площадь сварки

Fcb = 2F, + 4f2 + 4f3 = 2 -1,5 • 27,0 +
4-4-1,5-11,0-|-4-1,0-11,0 = 81,0 + 66,0 +
-|-44,0= 191,0 см*.

Момент инерции площади сварки
усв=[27,0 (45,53 —42,53)+2 -11,0 (37,33—34,33) +
+ 2-1,0 (34,33— 12,33)]—^-=.66800 см*.

Момент сопротивления сварного шва.

Напряжение от момента и приведенной нормаль-
ной силы

_______!_ Л4 _ Р* _ ! 630 + 480	61,0 _

11св	— uzcb — рсв — —	2936 '	191 —

= =t 0,377 — 0,319 = + 0,058 гп'см2

или =— 0,696 т/см2.

Напряжение от перерезывающей силы

т2св = /Я = ^Т = 0>084 т1см2-

Суммарное напряжение

Тсв= ^^Icb + '+b^

= у/0^962 + 0,084* = 0,7 т[см2.

8)	Расчет стыковой плиты

Стыковая плита при передаче силы от верхней
стойки к нижней работает на изгиб. Если нет
ребер жесткости, то толщину стыковой плиты
можно взять равной 30 мм, но так как в нашем
распоряжении имеется толщина плиты в 25 мм,
то плита должна быть усилена в соответствии
с рис. 128а и в.

Для определения силы, передающейся через
внутреннюю полку стойки, сначала определяют
наибольшее среднее напряжение на растяжение
на сжатие внутренней полки в сечении а — а
(рис. 128Й и i).

При ветре справа (наибольшее растягивающее
напряжение)

°сред — 4

50,5 _

212 — '

Мст Р _ . 630 + 480
Jr -У,, / F— 69480

J_42'/2 ___42'/2

19,95 —

-j-0,318 — 0.238 = +0,08 т/см2

(здесь умножение Р на КТ не производится, так
как во внутренней полке преобладают растягива-
ющие усилия).

При ветре справа (наибольшие сжимающие на-
пряжения).

_ . Л4СТ	РшК^ 630—480

°ср - + Jj-42V, 'У л+“1/2 — ~6948б“ '
.19,95_^g-1.21 = + о,О44-О,191 =

= — 0,147 т[см*.

От внутренней полки поэтому будут переад-
ваться на стыковую плиту следующие силы:

/’раст —F полки аср = 2,6 • 30,0-0,08 = 6,27 т или
P^ = F полки аср= 2,6-30,0-0,147 = 11,47 щ.

На стыковую плиту действует приблизительно
следующий изгибающий момент

11,47-5,7-4,9	_

М— (5,7+4,9) ~ 30,3 т см.

Имеется плита размерами 300-25 мм.

=31 з CMi.
о

• ей= 0,97 т1см~.

е) Расчет сварного соединения с т ы-
ков’ойплиты с и иж не й стой к о й изТ47^

Расчет производится так же как и для соедине-
ния Т 42 Здесь лишь необходимо обратить
внимание, что в площадь сварки при расчете вво-
дится также площадь угловых швов, соединяющих
ребра жесткости. При этом совмещенные с пло-
скостью соединения сварные швы дают несимме-
тричное поперечное сечение.

Можно приближенно взять для внешней полки
и стенки толщину шва как и в верхнем соедине-
нии; на внутренней же полке толщину швов можно
взять наполовину меньше, чем у верхней полки
так как -силы, передаваемой верхней полкой
воспринимается ребром жесткости, а через нега
передается стенке нижней стойки.

4.	Расчет и конструкция планок,
соединяющих ветви стойки

а)	Общие сведения

По Германским техническим условиям от 25 фев-
раля 1925 г. гибкость каждой из ветвей составного
сжатого стержня не должна превышать гибкости
всего стержня в целом и не должна быть больше 30.
Обозначая через i наименьший радиус инерции
отдельной ветви получают расчетную длину ветви
при продольном изгибе

Ц =30 Д.

Если гибкость отдельных ветвей превышает 30,
то прочность ветви должна быть доказана (напр.,
по способу Engesser’a, Krohn’a, Muller — Bres-
lau, см. русский перевод, том II, раздел II5), А.
За расчетную длину отдельной ветви можно при-
нять расстояние между внутренними краями планки.
По техническим условиям, в том случае, когда
поперечная сила не определена расчетом, соедине-
ние планки или решетки рассчитывается на попе-
речную силу, которая принимается равной 2% от
наибольшей сжимающей силы, действующей на
весь стержень без умножения на коэфициент Кг. 1

Ь)	Числовой пример

я) Общие сведения

Ниже приведен расчет сварного соединения
планки со стойкой, изображенной на рис. 129;
Rz — 1,4 ml см*.

°) Определение перерезывающей
силы

Планки подвержены действию следующей пере-
резывающей силы.

Q = Р-0,02 = 55-0,02 = 1,1 т.

Действующая на планку перерезывающая сила
в центре тяжести сечения

r-Es-
‘ ~~ Л

Здесь с, означает расстояние между серединами
планок, h — расстояние между центрами тяжести
обеих ветвей.

'Прим. ред. Согласно Т.У. и Н. СССР при про-
верке устойчивости стержней составных'сечений, ветви
которых соединены решетками или планками, в расчет
следует вводить наименьшее значение, определяемое из
следующих двух предположений: 1) изгиба стержней
в плоскости перпендикулярной плоскости соединитель-
ной решетки (поворот сечений около материальной
оси х— х) и 2) изгиба в плоскости соединительной ре-
шетки (поворот сечений около свободной оси у —у).

В первом случае коэфициент ф определяется по
/_

гибкости X = _i, где 1Х — свободная длина стержня в
1х

плоскости изгиба, a ix — радиус инерции относительно
оси х — х.

Во втором случае коэфициент ф определяется по
приведенной гибкости Ху^ _ у/х> _|_Х2 , где: X =
о у yi у

= ~~ — есть гибкость всего стержня, / — свободная

> *

длина в плоскости изгиба, i? — радиус инерции сечения
всего стержня относительно оси у—у.

у' = —L — гибкость одной ветви стержня;

(и

/1 — свободная длина ветви равная расстоянию между
центрами планок или узлами соединительной решетки
и i — радиус инерций сечения одной ветви относи-
тельно оси у! — yi проходящей через центр тяжести
сечения одной ветви, параллельно оси у—у.

Соединительные решетки и плаики рассчитываются
на условную поперечную силу, равную 1,5°/оот наиболь-
шего расчетного сжимающего усилия стержня. В случае
наличия реальной поперечной силы, превышающей 1,5%

сжимающего усилия, необходимо рассчитывать решетку
по реальной поперечной силе без учета условий попе-
речной силы продольного изгиба.

Подставляя в уравнение числовые значения полу-
чим

'Г— 1-1'79_^дя ~

Т 15,84	5,48 т'

Так как в нашем примере имеется две планки,
то на каждую из них приходится

^ = ^ = 2,74 т.

l) п р и б лиженный расчет сварного
соединения

o„in = Ю мм', mMn = 0,707.10 =
= 7,07 мм.\ тКт — 7 мм-

Рис. 129. К расчету планки.

а—фасад,	поперечное сечение; <~к приближенному расчету;

d—к правильному расчету,

На рис. 129 с толщина сварных швов поло-
вины планки совмещена с плоскостью соединения.
Площадь сварки:

FCB = Л -J-2F2 = 0,7 • 12,02 • 0,7 • 4,5 =
= 8,4 4-6,3= 14,7 см*.

Расстояние от центра тяжести сечения до оси
стойки у—у

2 Fy	4- 2%у2

Z ~F	F

1 св	CB

= 8.4-l l:554 6.3.8,95==1

14,7

Момент, воспринимаемый швами, будет

М = z = 2,74 • 10,5 = 28,7 т см.
При приближенном подсчете принимают, что
момент воспринимается лишь двумя горизонталь-
ными площадями сварки. Предполагая, что дей-
ствует пара сил Н с плечом, равным ширине
планки, вертикальными площадями пренебрегают.

„ М _ 28,7 _

//==-[27 = -12J-2'26w-

Горизонтальные сварные швы по приближенному
способу рассчитываются следующим образом

Н 2,26

Т1с. з,15	0,717 пг!см-'

^. = ^ = tS = 0>186

Суммарное напряжение

Тев=У/х12св + Т22св =

= ^0,717» +0,186» = 0,74 т!см2.

При приближенном способе допускаемые напря-
жения превзойдены (/?.Чв =0,5Rz = 0,7 т с/м2);
при этом способе расчета необходимо было бы
улучшить соединение планки. В дальнейшем
дается правильное решение выбранного -сварного
соединения.

8) Правильный расчет сварного со-
единения

На рис. 129*/ толщина сварных швов половины

планки совмещена с плоскостью соединения.

Полярный момент инерции 10 (раздел А. 1 ,d,
т) глава 3).

lp=lx+ly-lx = ^7d2^ +

+ 4,5 (13,43— 12,О3)-^ = 355,0 см*.

1У = 8,4 • 1,052 + 2	+ 6,3-1,55» =

= 35,2 см'.

Z, = 355,0 + 35,2 = 390,2 см'.

Напряжения от момента и перерезывающей силы

= М = 28,7	= 0,487 т'см*

тахсв	о9о,О

1

__1Л ^тах ।	2 Г по *7	3,8	[

T’»axCB-M^- + -^-=2V -390^ +

+ ^ = 0,467 т/ои».

Суммарное напряжение

*^naxGB	яиахса ^niaxce

У 0,487* + 0,467» = 0,68 т!см2.

В. КОЛОННЫ, ЗАЩЕМЛЕННЫЕ ВНИЗУ

1. Расчет и конструкция башмака

а) Общие сведения

Расчет башмака колонны, защемленной внизу,
происходит аналогично тому, как это было изло-
жено в разделе А о многоэтажных стойках и кача-
ющихся опорах. Необходимо лишь отметить, что
у башмака колонны, защемленной внизу, давление
на фундамент действует не равномерно, а в виде
трапеции или треугольника, как это можно видеть
на рис. 132. Момент должен быть определен или
по наибольшей растягивающей анкер силе или
по наибольшей трапецеидальной нагрузке (см. об
этом следующие три примера).

При расчете усиления башмака поступают ана-
логично тому, как это было описано в разделе А,
I, а для многоэтажных стоек и качающихся опор.
Разница заключается лишь в том, что при защем-
ленных внизу башмаках, в противоположность
башмакам многоэтажных стоек, воспринимающих
равномерно распределенное напряжение к, здесь
имеет место нагрузка в виде трапеции или в виде
треугольника, как это указано на рис. 132. Для
отдельных участков плиты нагрузка в виде трапеции
принимается как равномерно распределенная; дру-
гими словами: для к принимается средняя высота

трапеции. Табл. 6 и 7 имеют применение также
и для башмаков защемленных опор.

На рис. 130 и 131 изображены башмаки со
сплошными стенками колонны, защемленной внизу;
в первом случае колонна состоит из 2 1~; во вто-
ром из одного широкополочного двутавра.

На рис. 132, кроме того, можно видеть решет-
чатую колонну, защемленную внизу. Для всех
этих трех конструкций ниже приводится числовой
расчет.

Ь) Первый числовой пример

а) Общие сведения

В дальнейшем производится расчет прочности
башмака, изображенного на рис. 130. Колонна
состоит из 2 Г 28, а башмак из плиты и двух
вертикальных листов. Допускаемое напряжение
иа сталь равняется 1,4 т/см2; все прочие раз-
меры и нагрузки даны на рисунке.

Р) Присоединение ветвей колонны
к башмаку

Имеется 4 фланговых и 4 лобовых сварных шва

Smin = 10 ММ; тлоп =0,707 • 10 = 7,07 мм;

mt3T — G мм.
Длина фланговых швов: /=168 мм, длина ло*
бовых швов /2 — 26,8 мм.

На рис. 130/ толщина угловых швов совмеще-
на с плоскостью соединения.

Площадь сварки

Рсв = 4-0,6 (16,8 4-26,8) = 104,6 см*.

Сварное соединение воспринимает изгибающий мо-
мент Л4=508 т см, вертикальную силу Р= 19,8 т
и горизонтальную силу Н=2,5 т (момент отне-
сен к нижнему краю плиты; в действительности же
момент для сварного соединения будет несколько
меньше, так как приведенная точка для определе-

Рис. 130. Защемленный башмак без особого усиления плиты.
а—аид спереди; Ь— вид сбоку; с—сечение а—Ъ: «—поперечное сечение а—a; d-cvetta нагрузки; /—угловые швы соединения стойки совмещен-
ные с плоскостью вертикальных листов.

Полярный момент инерции (см. раздел А, 7, d, тд,
глава 3)

= у

1Х = 2 ^2 Р’6-^6'8* -|- 26,8 (19,2»—18,0s)	=

= 6 515 см*;

1у = 2 ^2 --'-6-^683 4- 16,8 (29,2s — 28,03)V12] =
= 12 095 см*;

= I, = 65.15 -|- 12095 = 18610 см*.

иия момента находится в центре сварного соеди-
нения).

Наибольшее напряжение будет в волокне, наи-
более удаленном от центра тяжести.

.. ^тах , Р „ 14,6 , 19,8
Т^тахсв — М~Тр Н 7Q = 508 18610 + 1046 =
= 0,587 т[см2

Лтах , н	8.4	2,5

- МТ7 +	=508 т®+-

= 0,254 т!смъ.
128

Суммарное напряжение

^пахсв	VmaxCB ~Ь* "maxeB

= У 0Д872 4- 0,2542 = 0,64 m cms.

Нагрузка справа от сечения а — а т давления
фундамента будет:

D1 =	60,0  26,0 = 16,5 т.

Наибольший момент

М« = 16,5-14,5 = 239 т см.

ы№£Рл жгсгкот 20
' £ * ВЕРТИКАЛЬНЫЙ
ОПОРНЫЙ ЛИСТ fS

полка стойки 2%,

Рис. 131. Защемленный башмак с усиленной плитой.

о—фасад; Ь—сечение а—Ь; с—сечение c—d; е—фасад по А, d—схема нагрузки, /—сечеиие угловых швов соедииеиия стойки.

7)	Поверка поперечного сечения баш-
мака

Нагрузка башмака очевидна из рис. 130/. Наи-
более опасное сечение будет в этом сечении а — а
(рис. 130-а), так как в сечении перерезывающая
сила изменяет свой знак.

Для поперечного сечения, изображенного на
рис. 130е момент инерции /==5530 см*.
JJZ = 308 см3, статический момент опорной плиты
S = 372 см3.

° = ^=g=775^.
Jx = 183890 ГЛС4
... 183890	„	,

W = —jg------4810 CMi

Jx * 128030 C<Kf

Рис. 132. Конструкция башмака защемленной внизу колонны.

в—фасад; Ь—сечение в—Ь; с—поперечное сечение; a’—a'; i—вид со стороны ,А“, d- распределение нагруаки; е—случай нагруаки; к— «опе-
ренное сечение у—т; I—поперечное сечение ₽—₽

А. Грегор.	g
8)	Соединение вертикального листа
с опорной плитой

В сечении а — а имеются 4 шва с толщиною
шва/п = 0,45 см, перерезывающая сила Q = 16,5 т
и Р' на, 1 пог. см*= 1,0-60,0 7,0 = 420 кг =
= 0,42 т.

Вертикально направленные напряжения

Р 0,42	.

т, — — = 777= = 0,234 т ем2.

'св 4m 4.0,45	'

Полярный момент инерции (см. раздел A,7,d,T]
глава 3);

1р — А 4“ If,

A = 8 —J2 ~ ~ 15 370 см*;

IY = 2-28,0 (34,13— 32,0*4-27,63 — 25,53) 1/12=
= 52 860 см*

1Р = 15 370 + 52 860 = 68 230 см*.

Горизонтально направленное напряжение

Вертикально направленное напряжение

Q-S 1

J 4т

16,6-372	1	,

5530 4-0,45 “ 0,6 1 7 т^СМ ’

Тктахсв —I858 68230 + 235,2“ 0,585

Суммарное напряжение

Горизонтально направленное напряжение

г„ = УтЛ.-НЛв = V 0,234* 4-0,617* =
= 0,66 т/см2.

е) Расчет опорной плиты

Наибольший свободный вынос консольной ча-
сти плиты равняется 133 мм, по табл. 6 для
к =14 кг/см2 н 8 = 20 мм, допускаемое рассто-
яние у =116 мм. Несмотря на то, что по таблице
расстояния получено меньшее значение, чем 133 мм,
выбранное расстояние можно сохранить, так как
имеющиеся на конце плиты анкерные уголки при
действии наибольшего давления создают хорошую
жесткость.

Внутренние свободные участки плиты также
достаточно жестки: по табл. 7 допускаемая
ширина участка в при давлении в 14 кг/см2 рав-
няется 283; и нашем примере 290 мм. Все это
показывает, что плита достаточно жестка.

с)	Второй числовой пример

а) Общие сведения

Ниже приводится расчет башмака, изображен-
ного на рис, 131. Колонна состоит из Т 32, а
башмак — из опорной плиты, 2 вертикальных ли-
стов и 6 ребер жесткости Rz — 1,4 mjcM2.

Все остальные размеры и нагрузки даны на
рисунке.

Р) Соединение колонны с башмаком

Имеется 8 фланговых швов; ввиду незначитель-
ных размеров сварных швов между полкой стой-
ки и опорной плитой, их длиной пренебрегаем.

Внутренние угловые швы целесообразнее напла-
влять до соединения колонны с опорной плитой, так
как в этом случае их можно варить с двух концов.
Smln = 15 ММ; /Пдоп = 0,707 • 15 = 10,6 ОТдст —
= 10,5 мм.

Представим себе опять, что толщина углового
шва совмещена с плоскостью соединения (рис. 131а)
тогда

FCB = 8-1,05 —5-28,0 = 235,2 см2.

Т^ах = 1858 бЙЙ) + W7 = °.393 >п1см2-
тахсв	Do 1 zoDyZ	'

Суммарное напряжение

TmaxCB = V 0,5 852 4_ 0,393* = ~ 0,7 т(см2.

d)	Третий числовой пример

а) Общие сведения

В дальнейшем производится расчет башмака,
изображенного на рис. 132. Допускаемое напря-
жение на сталь

Rz=l,4 т/см2.

1-й случай нагрузки (наибольший момент, вра-
щающий по часовой стрелке).

Ветвь 1 = 4-120,0 т; ветвь 11 = 282 т

Растягивающее усилие в анкере = 27,8 т.

2-й случай нагрузки (наибольший момент вра-
щающий против часовой стрелки) ветвь I =
= —145,6 т. Ветвь 11 = 4-81,0 т.

Растягивающее усилие в анкере =24,9 т.

Все остальные нагрузки и размеры даны на
рисунке.

3) Соединение ветви I с башмаком
min S= 145,6 in; max S=120 m.

Стенка ветви воспринимает от непосредствен-
ного соединения стенки с опорной плитой (см.
рис. 132of и g)
п 31,02
Ps =	7,4 ^3,6 т.

Для соединения имеется шов длиною 180 мм,
так что толщина сварного шва будет

rs

//?«
°св

т =

3 6

IgO 07 = 0,29см выбираем т —

= 0,35 см.

Для соединения полки остаются

Р/= 145,6 — 3,6= 142,0 ж.
Имеются 4 фланговых и 2 лобовых шва

8min = 16 мм; тпдоп = 0,707-16 = 11,3 мм;

тлст =11 м м.

Рсв = 1,10(4-39,0 +2-20,0) = 215,6 см2;
pf 142,0	_	„

^св ~р~ Л56 = 0,66 т'см -

7)	Соединение ветви II с башмаком
min S = 282,0 т; max S=81,0 т.

Стенка ветви передает через соединение стенки
непосредственно на опорную плиту (рис. 132 d и е)

15,8 = — 7,6 т.

Для соединения имеется шов длиною 180 мм;
толщина же этих швов будет

Ps 7,6

/п= =—= 180-07 =0,61 см; выбираем тп =
11\С	1V>V v><

°св

= 0,65 см.

На долю соединения полки остается

Pf — 282,0—7,6 = 274,4 т

Имеется 4 фланговых шва, 2 лобовых и 4 про-
дольных прорезей:

FCB =1,15 [4 • 46,0 + 2 • 28,0+4 • 2 (12,0 + 4,0 —

-2-1,15)] = 402 см2,

Pf _ 274,4

fee = +- ~ “4оГ = °,69 nil СМ2.
.св

8)	Поверка поперечного сечения
а* — ai башмака

Опасное сечение будет а—а или а1—а1 (рис. 132а),
так как в этих местах перерезывающая сила из-
меняет свой знак (рис. 132А). Наибольший
по абсолютной величине момент получается в слу-
чае нагрузки I в сечении а1 — а1. Нагрузка на
башмак справа от сечения а1—а1 (рис. 132е)
следующая: от давления фундамента в виде трапеции.

Оа1 = 100,0 • 60,0 31,0 15,8 = 140 400 кг —
— 140,4 т.

От сварного соединения полки ветви II (соеди-
нение’’ стенки и прорези в левой половине ветви
внимание не принимается).

₽! = 2.1,15-46,0-0,69 = 73,1 т,

= 2.1,15-14,0-0,69 = 22,2 т,

Р3 = 2.4(6,0 + 4,0 — 1,151) 0,69 =ь 48,8 т.

тахМа1 = 140,4.55,4 — (73,1.15,0 +
+ 22,2.7,0 + 48,8 • 3,0 — 6379,9. т см.

В сечении а — а от действия растягивающего
усилия анкера момент будет значительно меньше

предыдущего; нагрузка башмака влево от сечения
а — а будет Z = 27,8 т. Давление фундамента
и сварного соединения ветви действуют разгру-
жающе, и принебрегаются.

minima = 27,8-100,0= 2780 тсм.

Момент инерции поперечного сечения а1 — к1
(рис. 132 с).

/=183 890 см*, 1Г= 4840 см3.

Наибольшее напряжение
тахМл1 6379,9
°«1	— 4840 —1,32 mfСМ .

е) Поверка поверенного сечения р—р
Наибольшее давление иа фундамент в сечении

к - 24,2 кг!смг.

Нагрузка башмака справа от сечения (3 — р будет
равна

D1 = 45,0 • 60 31|0-~t—74,5 т.

М ~ 74,5	= 167-6 т см.

Момент инерции поперечного сечения р—р дан-
ного на рис. 132 I,

J= 128 030 см* и W= 3020 см2

М 1676	_	.

o = W= 3020- = 0’56 /n'^'-

С) Соединение вертикальных листов
с опорной плитой (рис. е и h)

Присоединение в точке ,аа

Имеется поперечное сечение башмака 7 — 7
(рис. 132к) и 4 сварных шва с т = 0,45 см.

Р иа 1 пог. см. = 1,0-60,0-15,3 =
= 918 кг — 0,918 т;

Q = 60,0-12,0—,4 + 15,3- = 114ОО кг = 11,4 т;

5 = 60,0-2,5-11,65= 1748 см3; / = 65700 см*.

Вертикально направленное напряжение

Р 0,918	„	,8

= 4^=4^45 = 0’51 "ИМ*-

Горизонтально направленное напряжение (скалы-
вающее напряжение).

QS 1	11,4.1748 1	,

J 4т ~ 65700 4.0,45 — 0,17 т1см 

Суммарное напряжение

^св— Утх»св —j— Т./Св—

=—0,51а + 0.172 = 0,53 т!см'.
Соединение в точке,,6“

Приближенно примем, то же самое сечение
к1 — а1; имеются 4 шва с т = 0,45 см.

Р на 1 пог. см= 1,0-60'0-8,7=522 кг.=0,522 т;

Q = 60,0-85,0	= 64 100 кг = 64,1 m;

S = 60,0-2,5-21,25 = 3188 cm3-,J = 183 890 см4-,

_ P
*1св 4 m

-££, = 0,29 т/см2;

Q-S 1 _ 64,1-3188

T2cb~ ~J~ 4 m ~~ 183 890

W5 = 0’62

Суммарное напряжение

^св = ]/т1асв + ^2св =

У 0,292 + 0,622 = 0,68 т/см2.

С о ед и н е н и е в т оч ке ,с*

Имеется такое же поперечное сечение как и
в точке „Ь“ и четыре шва с т = 0,9 см.

Р на 1 пог. см= 1,0-60,0-18,1 = 1086 кг =
= 1,086 т.

Q = 60,0-85,0 31,0+18,1== 125 200 кг =125,2 т.

ч

св

Р _ 1,086

4 т 4-0,9

0,30 т/см2:

QS 1	125,2-3188

Т2СВ —V 4 т— 183890

= 0,60 т/см2.

Суммарное напряжение

У0,302-]-0,602 = 0,67 т/см2.

Соединеии е в точке ,d“.

Имеется такое же сечение как и в точке „а“ и
4 шва с т = 0,9 см.

Рна 1 пог. си=1,0-60,0-29,2=1752 кг=1.752 т;

Q = 60-12,0	= 21 700 кг = 21,7 т;

х1с. = £г = тВ = °-49 т/см2-,

_ QS I _ 21,7-1748	1	,

TjCB — J 4m 65700	4-0,9 — 0,16 mlcM .

Суммарное напряжение

\в = V	0,492+0,162=0,51 щсм*.

т]) Соединение верхней полосы жест-
кости с вертикальным листом

В верхнем крае вертикального листа получается
напряжение от изгиба листа 1,29 т/см?-, тогда
напряжение, отнесенное к середине полосы, будет
(рис. 132 с)

<3i=	т/см2.

оо,U

Полосы должны быть приварены и за сечениями
а—а и а1—а1, в которых они полностью во-
влекаются в работу. Сила, действующая на соеди-
нение обеих стальных полос, будет

Р1 = 2 2,0-10,0-1,19 = 47,6 т.

Влиянием эксцентриситета соединения пренебре-
гаем так как, при значительной длине соединения,
избигающие напряжения не играют существенной
роли.

Имеется 2 шва 0,4 55,0 см

Р1 53,3 п	,

ТсВ ~ ^св ~ 4-0,4-55,0 — °>61 ,п1см 

Соединение в промежутке меж сечениями
а — а и а1 — а1

QS 1
Тсв= I 4т’

Здесь Qmax= 125,2 т

5==(рис. 132 с) =2 • 2,0 -10,0 -35,0=1400 см3-,
J= 183 890 см4.

Подставляя найденные значения в приведенное
выше уравнение, получим:

125,2-1400	1	пСл„,.„..2

Тсв— 183890 4-0,4 — 0,60 т,СМ '

0) Анкерное соединение

Наибольшее растягивающее усилие в анкере =
= 27,8 т. Анкеры из 1 Г 18 восемью 7/8" бол-1
там и присоединены к концам торцевых ребер
жесткости; последние привариваются 12 участками
сварных швов 0,5-8,0 к вертикальному листу.

97 Я

Т = 12-0,5-8/0 =0’58 /«/сл<2-

i)	Поверка плиты

Наибольший свободный вынос консольной части
плиты равен 125 мм. По табл. 6, при толщине
плиты 8 = 25 ММ, допускается давление до
22 кг/см2. Так как с правой стороны башмака
давление возрастает до 31 кг/см3, то на участке,
где напряжение выше 20 кг/см2, привариваются
небольшие ребра жесткости.

Для внутреннего свободного участка при сред-
310 I 15 8

нем давлении к = ——— = 23,4 кг/см3 по
табл. 7 получается допускаемая длина перпендику-
ляра 300 мм. В нашем случае имеется 290 мм.

Поверка показала, что наш башмак во всех
своих частях сконструирован правильно.
2.	Расчет и конструкция капители
колонн

Расчет и конструкция капители колонн были
даны в главе 3, раздел А,. 5.

Рис. 133. Внецеитреиное присоединение ра-
скосов.

3.	Конструкция решетки колонн

На рис. 133 и 134 даны различные виды сое-
динений раскосов и стоек ветви колонн.

На рис. 133 показан способ соединения, при
котором раскосы и стойки привариваются непо-
средственно к полке балки. Необходимо обратить
внимание, что возникающие в ветвях, вследствие
внецентренного прикрепления решетки, дополни-
тельные изгибающие моменты не велики. В приме-
ре, данном на рис." 133 для ветви, получается сле-
дующий момент:

(сила V определена на рис. 133 графически).

М = "Л^Ж^70)0 = 40’5 т см-

Так, для ветви ~ 38 отнесенный к оси у—у мо-
мент сопротивления Wy = 131 см3, то дополни-
тельное напряжение от изгибающего момента будет
a=4g_=0,31 т/см2. 1

Лучше конечно, если линии, проходящие через
центры тяжести решетки, будут совпадать с гео-
метрическими осями стержней. Что такое соедине-
ние возможно почти во всех случаях, показывает
рис. 134, где дано сравнение различных конструкций.

’Прим, р е д. Получающийся вследствие наруше-
ния центрировки раскосов, изгибающий момент дейст-
вует на все узловое соединение и его следует переда-
вать не только на ветви, ио н на оба раскоса и гори-
зонтальный стержень, распределяя его пропорционально
линейным жесткостям всех пяти сходящихся в сое-

динении стержней.

Рис. 134. Различные способы центрениого соединения раскосов.

л—-фасад;	попереч ное сечение.
Технические условия и нормы для сварных металличе-
ских конструкций

I. Сооружения

Предварительное замечание: Для рас-
чета и конструирования сварных металлоконструкций
можно пользоваться условиями и нормами по свар-
ным и клепаным конструкциям отдельных стран,
если они не противоречат настоящим техническим
условиям и нормам.

Подкрановые пути 1 рассматриваются как со-
оружения.

§ 1.	Общие сведения

1.	Проектирование и производство сварных ме-
таллоконструкций в сооружениях могут быть до-
верены лишь тем организациям (предпринимателям),
которые выдержат контрольные испытания
в соответствии с § 8 и которые имеют в своем
распоряжении соответствующих специалистов. Эти
специалисты должны обладать достаточными знания-
ми и практическим опытом в области расчета, строи-
тельства и техники сварки. Сварочные работы на
месте постройки должны производиться под наблю-
дением одного из инженеров от завода—постав-
щика.

Сама сварочная работа должна вестись только спе-
циальными сварщиками, выдержавшими испытание.

2.	На возведение сооружений со сварными кон-
струкциями требуется иметь разрешение от со-
ответствующих органов надзора за строительством.

3.	Органам надзора за строительством сообщается,
кто ответственный производитель работ каждой по-
стройки. О смене производителя работ немедленно
сообщается им же. В качестве ответственного про-
раба назначается один из инженеров, с достаточ-
ными знанием и опытом.

§ 2.	Материалы

1.	Для сварных конструкций могут быть приме-
нены те же материалы, что и для клепаных (St 37 и

1 Для расчета и конструирования сварных кранов
рекомендуется пользоваться данными, имеющимися в
Т. У. и Н. на проектирование промышленных зданий,
изд. 1934 г.

St 52), если доказана их пригодность для целей
сварки.

2.	В зависимости от положения сварных швов
(горизонтальные, вертикальные, потолочные, косые)
необходимо выбирать электроды таким образом,
чтобы сварные швы обладали необходимым качеством
и прочностью.

§ 3.	Способы сварки

1.	Для производства работ можно применять
дуговую сварку (при постоянном или переменном
токе), сварку сопротивлением, газовую или газо-
электрическую.

2.	В каждом отдельном случае должно быть
отдано предпочтение тому способу, при котором
наряду с достижением соответствующего качества
проявляется наименьшее влияние вредных тепловых
напряжений или дополнительных явлений (напр.,
перекосы).

3.	В объяснительной записке проекта указы-
вается способ сварки.

§ 4.	Расчет сварных швов

1.	Размеры сварных соединений должны быть
показаны в наглядной и доступной для поверки
форме. На чертежах даются также расположение
и размеры сварных швов. 1

2.	Напряжение тсв фланговых и лобовых швов,
соединений и стыков, вытянутых или сжатых стерж-
ней, и сварные швы соединений балок, — рассчиты-
ваются по формуле:

TcB = S(S/j.	W

Здесь Р — означает силу, воспринимаемую свар-
ными швами;

/ — длину сварных швов без концевых кратеров
и при прорезных швах — общую длину развернутых
швов;

1 Условные обозначения сварных швов—см. в прило
жении.
т — толщину сварных швов; такой толщиной
при угловых швах будет высота вписанного равно-
бедренного треугольника (рис. 1); при прорезных

При этом Е(/п2) означает общую рабочую площадь
сварных швов и наконец суммарное напряжение
определяется по формуле

ТСВ - 'Р/,'С1Св “1“	(4)

В этих формулах W означает мо-
мент сопротивления площади, которая
получится, если толщину т всех свар-
ных швов совместить с плоскостью
соединения (рис. 3). Полученное по
формуле (4) общее напряжение не
должно превышать 0,5 Rz (§ 5).

4.	Вызванное проваром изменение

швах—высота вписанного равнобедренного треуголь-
ника (рис. 1а) в поперечное сечение шва, напла-
вленного вдоль угла выреза (если остающееся про-
странство наполнено сварочным материалом, то оно

РАБОЧАЯ ЧАСТЬ

Рнс. 1а.

при расчете не принимается во внимание), при
стыковых швах — толщина свариваемых частей,
а при разных толщинах—наименьшая (рис. 2).

3.	Если швы, кроме опорной реакции А, рассчи-
тываются на изгибающий момент М, то поступают
следующим образом.

материала не рассматривается как
ослабление поперечного сечения. Отверстия для
монтажных болтов при расчете сечения во вни-
мание не принимаются.

Напряжения на срез и смятие отверстия монтаж-
ного болта должны быть определены путем расчета.

5.	Если, кроме угловых швов, должны быть при-
менены прорезные швы (например, при наварке

Рис. 2.

поясных листов), то при расчете отверстие про-
рези вычитается из полезной площади.

6.	Поясные листы должны рассматриваться ра-
ботающими полностью лишь в том месте где их
поперечное сечение полностью соединено сварны-
ми швами.

Напряжение от изгибающего момента М можно
определить по формуле

(2)

и от опорной реакции А по формуле

(3)

Присоединение должно быть выполнено таким
образом, чтобы расчетная длина этого соединения
не была более 40 т.

7.	При не непосредственной передаче усилий с т
промежуточными листами, общая длина соединитель-
ной накладки должна быть равной (tn-1- 1) I, где
I—длина, потребная для соединения одного листа.

8.	Швы, которые вследствие затрудненного до-
ступа к ним не могут быть выполнены безуко-
ризненно, при расчете соединения на прочность
во внимание не принимаются.

_ М

Т1 св W

 А
§ 5	Допускаемые напряжения на сварные
швы

1.	Для напряжений сварных швов допустимы
следующие значения:

Род швов	Род напряжений		Допускае- мое напряж.	Примечание
Стыковые швы	Растяжение		.0, e Rz	Rz есть допуска- емое для основно- го мет алла на- пряжение по тех- ническим условиям и нормам
	Сжатие		0.75 Rz	
	Изгиб	Растянутая зона	0, 6 Rz	
		Сжатая зона	0,75 Rz	
	Срез		0,5 Rz	
Угловые (фланговые и лобовые) швы	Любой вид усилия		0.5 Rz>	

2.	Эти значения действительны для торговой
строительной стали и для St 37, при наличии
других сортов литой стали необходимо каждый
раз устанавливать допускаемые напряжения на
основе опытов.

Рис. 4.

3.	При применении одновременно стыковых и
угловых швов допускаемые напряжения для сты-
ковых швов применяются те же, что и для угловых.

4.	При расчете составных сжатых стержней по
по способу Крона » временное сопротивление
сварных швов соединительных планок принимается
2400 кг[см2.

§ 6.	Конструирование

1.	Поперечные сечения и способы соединения
при сварке должны соответствовать особенностям
техники сварки. Потолочную сварку необходимо
по возможности избегать.

2.	При соединении балок с помощью сварки,
сварные швы накладываются как на поясах, так и
на стенках.

3.	Линия центров тяжести стержней по возмож-
ности должна совпадать с геометрической осью
системы.

1 Если боковые стороны угловых швов образуют
угол меньше 70°, то рекомендуется уменьшать допуска-
емые напряжения.

’ См. Ztrbl. d. Banv. 1908, S. 559 Wilh. Ernst & Sohn
Berlin.

4.	Линия центров тяжести сварного соединения
по возможности должна совпадать с линией цент-
ров тяжести присоединяемого стержня.

5.	Наименьшая длина отдельного передающего
определенное расчетное усилие шва в чистоте (т. е.
за вычетом концевых кратеров) должна быть не
менее 40 ММ. Фланговые швы присоединяемых
стержней не должны быть больше чем 40 т.

6.	Сварные швы не должны чрезмерно ско-
пляться в одном месте.

Рис. 5.

7.	При V- и Х-швах концы соединяемых вме-
сте листов и стержней должны иметь разрыв до
3 мм (рис. 5).

8.	Ширина сварного шва Ь, как правило, выби-
рается при угловых швах не больше, чем толщина
листа 8, при соединении частей с различною тол-
щиною не больше, чем толщина тонкой части
(рис. 6). Отступления от этого пра-
вила могут быть допущены лишь в
том случае, если нельзя добиться пол-
ного соединения никаким другим
способом.

9.	Для того, чтобы можно было
свободно наложить угловые швы
вдоль прорези, ширина ее при
рабочих прорезных швах должна
быть S: 3 т или в крайнем слу-
чае 1,5 8.

Наименьшее расстояние прорези в свету при
прорезных швах в поперечном ^направлении не
должно быть менее, чем трехкратная толщина листа.

10.	Сжатые поясные листы, у которых отноше-
ние ширины b к толщине 8 больше 30, кроме
фланговых швов, привариваются по крайней мере
одним прорезным.

6t<S„

Рис. 6.

11.	Уже в процессе проектировочной работы
необходимо предусмотреть доступность наклады-
ваемых швов.

12.	Для сборки систем, особенно на месте по-
стройки, применяют монтажные болты. Отверстия
при этом должны бы<ь так расположены, чтобы
они по возможности не ослабляли сильно напряжен-
ные части сечения. Об учете ослабления при расчете
прочности см. § 4, п. 4.

§ 7. Испытание сварщика

1.	Испытание должно доказать способность
работающего на постройке сварщика.

2.	Пробные испытания должны быть произве-
дены по тому способу и с такими электродами,
которые предприниматель будет употреблять при
возведении стальных конструкций сооружения.
Также и условия работы должны быть по возмож-
ности теми же самыми, что и на месте постройки.

3.	Завод—поставщик должен с помощью специ-
алиста произвести испытание своих сварщиков
перед приступом к возведению постройки. О ре-
зультатах испытания ведут запись, которая должна
быть подписана отзетственным специалистом и
храниться как оправдательный документ.

Рис. 7 (размеры в мм).

4.	Если завод—поставщик докажет, что его свар-
щики регулярно и не реже как один раз в 3 ме-
сяца испытываются, то испытания перед при-
ступом к каждой работе можно и не производить.

5.	Однако строительный надзор может потре-
бовать производство нового испытания и в случае
соблюдения п. 4, если возникает сомнение в надеж-
ности сварщика, или если сварщик должен будет
на постройке производить такие виды сварок, по
которым он не испытывался.

6.	Для перечисленных выше случаев требуется
производство следующих испытаний:

Две стальные полосы (с временным сопроти-
влением от 3700 до 4500 кг/см2) свариваются между
собою под прямым углом так, что получается по-
перечное сечение в форме креста (рис. 7).

При изготовлении одного образца для испыта-
ния, все четыре угловых шва свариваются в гори-
зонтальном направлении (при горизонтальном и
вертикальном положении листа). При следующем
случае в вертикальном направлении. Если на по-

стройке должны быть воспроизведены потолочные
швы, то для сварщиков, которые будут произво-
дить вертикальные швы вместо горизонтальных швов,
требуется положить все четыре шва испытуемого
образца над головой.

Из каждого испытуемого образца вырезывается
три крестообразные полосы шириною около 35 ММ
и разрываются на испытательной машине по на-
правлению W — W; при этом предельное напря-
жение должно быть

тсв =	2500 кг]см\

Здесь /?=2 m’l, т' — толщина углового шва
т -f-утолщение Д/п (рис. 8), I — длина углового шва.

Если при повторении испытания предельное на-
пряжение вновь не будет достигнуто, то сварщик
к работе не допускается.

7.	Если на постройке должны встретиться стыко-
вые швы, то требуется произвести дополнительные
испытания, предусмотренные § 8.

§ 8. Контрольные испытания на заводе —
поставщике

1.	Эти испытания должны показать, что выбор
способа сварки, сварочных агрегатов и электродов
обеспечивают такие соединения, которые соответ-
ствуют допускаемым напряжениям, определяемым
расчетом.

2.	Пробы изготовляются в мастерской завода —
поставщика в присутствии представителя соответ-
ствующего органа надзора.

Испытание проб производится в присутствии
представителя соответствующего органа надзора
или в государственных лабораториях по испытанию
материалов. О результатах испытания ведется запись.

Размеры испытуемых образцов указаны на рис.
7,8,9, 10, и 11.

3.	Испытания должны строго придерживаться
следующего порядка:

а)	Испытания в соответствии с §
и 6.

Ь)	Испытания фланговой сварки.

При этом испытании каждые 4 стальных полосы
с временным сопротивлением (от 3700до 4500 кг/см?)
свариваются вместе фланговыми швами согласно
рис. 9.
Один испытуемый образец сваривается при
горизонтальном положении сварных швов, другой
при вертикальном. При толщине углового шва
т' = т -J- △ т. Сварные швы должны дать пре-
дельную прочность на срез не менее 2400 кг/см2.
(§ 7 и 6).

с)	Испытание стыковой сварки

Две стальные полосы (с временным сопроти-
влением от 3700 до 4500 кг/см2) свариваются V ==
швом в соответствии с рис. 10 в один испытуемый

kwmrnmS "J

критюАспя
согласно
замимны»
ПРИСПОСОБЛЕНИИ'



50

БЕЗ иоиццы/ ИРаТБРОа	ЯЕМанцСВЫХ ПРАТЕРОВ

Рис. 9 (размеры в о)

150



образец. Свариваемые поверхности должны образо-
вать угол в 60°. Из этих сваренных образцов
в соответствии с рис. 10 вырезываются испытуе-
мые образцы. Эти испытуемые образцы подвер-
гаются испытанию на разрыв и на изгиб.

Прочность сварного шва при испытании на
разрыв должна быть не менее 3000 кг/см2, при
этом толщина сварного шва т принимается рав-
ной толщине листа В.

Испытание на изгиб производится согласно рис.
11 с листами котельного железа St 34 нормально
закаленного. Поверхность со стороны вершины
сварного шва предварительно выравнивается. Проба
не должна дать ни одной трещины по меньшей
мере до величины угла в 60° (рис. И).

§ 9. Производство работ

1.	Положение сварных швов, изготовляемых на
месте постройки, должно быть намечено на отдель-
ных элементах конструкций уже в мастерской.

2.	Сварные швы должны быть наложены таким
образом, чтобы влияние дополнительных напряже-
ний по окончании работы оставалось по возмож-

ности незначительным.

При температурах ниже — 5°С без принятия
особых мер защиты сварных работ не производят.

Свариваемые места во время сварки
должны быть защищены от дождя, сне-
га и ветра.

3.	Сварочные работы на месте по-
стройки, которые по возможности долж-
ны быть ограниченными, должны быть
соответственно обставлены (например,
сварщик должен быть защищен от
влияния непогоды и т. д.).

4.	Перед тем как приступить к ра-
боте по сварке, должны быть тщательно

удалены грязь, ржавчина, краска, ока-
-лина и шлак, оставшиеся после резки.

5.	Присадочный материал должен
быть хорошо связан с основным металлом в вер-
шине шва.

6.	При сварке несколькими слоями верхняя
поверхность последнего слоя, перед тем как на-
кладывать следующий слой, очищается от загряз-
нений и особенно от шлака.

7.	Места сварки, которые не отвечают настоя-
щим требованиям, удаляются и заменяются надеж-
ными.

§ 10. Приемка

1.	Для приемки, которая предпочтительно дол-
жна происходить в мастерской, все сварные соеди-
нения должны держаться хорошо доступными. Если
сварные швы металлических конструкций не при-
няты, то перед вывозом их из мастерской
они должны быть закрашены лишь прозрачной
краской.

2.	Род испытания сварных соединений предоста-
вляется на усмотрение соответствующих органов
надзора.
П, Строительство мостов

(Дополнение к части I. Сооружения)

Предварительные замечания. Для рас-
счета и конструирования сварных мостов можно
пользоваться условиями и нормами отдельных стран
для клепаных мостов, если они не противоречат
настоящим техническим условиям и нормам.

„Часть I. Сооружения" настоящих условий и
норм, дополняемая лишь последующими пунктами,
сохраняет свою силу и для сварных мостов.

Поворотные круги и передвижные платформы
рассматриваются так же, как и мосты.

К § 4. Расчет сварных швов

1.	Необходимо стремиться к тому, чтобы как
всем частям сооружений, так и сварным соедине-
ниям придавать однаковую прочность. В соответ-
ствии с этим соединения рассчитываются не только
на действующую силу, но и должны иметь не-
который излишек поперечного сечения.

2.	Для расчета сварных швов в мостах опреде-
ляются как наибольшие, так и наименьшие значения
моментов, поперечной и продольной сил в стержнях.
Величины подвижных нагрузок, если они имеются,
умножаются на коэфициент динамичности.

Найденные таким образом значения для опре-
деления размеров сварных швов вставляются в сле-
дующие формулы:

М = max М -|- (max М — min 1И),	(1)

Q = max Q -|-1/3 (max Q — min Q),	(2)

S = max S + V2 (max S — min S).	(3)

Здесь max M означает абсолютное наибольшее
значение момента и min М—абсолютно наименьшее
значение.

Max Q абсолютно наибольшее и min Q абсо-
лютно наименьшее значения поперечной силы.

Max S абсолютно наибольшее и min S абсолютно
наименьшее значение усилия в стержне.

При расчетах положительные величины вста-
вляются в формулы со знаком а отрицательные
со знаком —.

3.	Если почему-либо не удается совместить ли-
нию центров тяжести стержней с геометрическими
осями системы (также и при применении косынок),
то необходимо расчетом определить дополнитель-
ные напряжения; при этом общее напряжение не
должно превышать допускаемое.

4.	Дополнительные напряжения во фланговых и
лобовых швах, вызываемые изгибающим моментом
М = Р-е (рис. 12) определяются расчетом.

5.	Если почему-либо не желают передать разгру-
жающий момент, возникающий в сварных соеди-
нениях при соединении балок на сквозную на-

кладку, то необходимо сделать опорные консоли или
же- приварить опорные нланки (Stiitzknaggen)
для воспринятия поперечной силы. Если момент
заделки нельзя определить точно, то учитываемый
при расчете сварного соединения момент обосно-
вывается расчетом на основе теории прочности.

6.	При усилении клепаных соединений сваркой
необходимо стремиться к тому, чтобы заклепки
воспринимали всю статическую нагрузку, включая

ккыннл

Рис. 12.

усиливаемую часть, в то время как сварное соеди-
нение восприняло подвижную нагрузку. Если это
почему-либо невозможно, то сварные соединения
должны воспринять . по меньшей мере 2/3 под-
вижной нагрузки; при этом остаток подвижной
нагрузки передается на заклепки.

Усиление сваркой должно быть произведено таким
образом, чтобы действием сварочной жары не
расшатать заклепок.

При усилении стальных мостов дуговой сваркой
требуется применять высокосортные электроды.

К § 6. Конструирование

1.	Второстепенные стержни решетчатых мостов
присоединяются к поясам главным образом помощью
косынок.

2.	В мостах не допускается передача растяги-
вающих и изгибающих напряжений с помощью
одних стыковых швов. При устройстве второстепен-
ный частей (например консолей для пешеходных
дорожек) можно и отступать от этого правила.

3.	Наибольшее расстояние промежутка между
сваркой при прерывистой сварке и прорези при
прорезной сварке должны иметь в продольном на-
правлении не более чем:

а)	при рабочем прерывистом шве шестикратной
толщины листа в наиболее тонкой части;

б)	при прихваточном шве в старых стержнях
8-кратной толщины листа в наиболее тонкой части;

с) при прихваточном шве в растянутых стержнях
10-кратной толщины наиболее тонкой части.

Если в промежутке устраиваются дополнительные
легкие швы, то расстояние может быть увеличено.

4.	В составных балках расстояние между реб-
рами жесткости не должно превышать 1,3 м. Ребра
жесткости должны быть приварены к поясам. При
высоких составных балках должны быть приняты
более надежные меры от выпучивания стенки.

5.	Во свех местах приложения сосредоточенных
нагрузок должны быть устроены ребра жесткости.
Условные обозначения сварных швов	1

УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ

ВИДА СБОИ у ИЛИ СВЕРХУ | ПОПЕ РЕчн СЕ ч

ВИД

07 60'ДО 90'

^—лтт$гф4.5лзс

X- шов

//- ШОВ

обозначения: шва толщиною m и длиною Z >
напр V-шва JTJfL

300(1)

СВАРКА в стык

-П- 15 ДО 4,5J4M

(П 60аДО90°

ЕСЛИ НАПЛЫВ СВАРНОГО ШВА В ЦЕЛЯХ ПЕРЕКРЫТИЯ ЕГО КАКИМ ЛИБО ЗЛЕ МЕНТОМ /'НАПР ПОЛОСОВЫМ ЖЕЛЕЗОМ/ ДОЛЖЕН БЫТЬ
ОБРАБОТАН РОВНО, ТО 8 УСЛОВНОМ ОБОЗНАЧЕНИИ ДУГА ЗАМЕНЯЕТСЯ ОТРЕЗКОМ ПРЯМОЙ ЛИНИИ

УГЛОВЫЕШВЫ

ПОЛНЫЙ УГЛОВОЙ
ШОВ НЕПРЕРЫВНЫЙ

НАПР. УГЛОВОЙ шов.

ПРОРЕЗНЫЕ ШВЫ-

РАБОЧАЯ ЧАСТЬ

‘ПГТТПГ
300(1)

е=по

50 (t)_____

т-

ОБЛЕГЧЕННЫЙ УГЛОВОЙ ШОВ

полный шпоночный
/прерывистый} угловой ШОВ









i

обозначения: угловые швы имеют обозначение толиины И ДЛИНЫ ШВА

ПРИ ШПОНОЧНОМ УГЛОВОМ ШВЕ В ОБОЗНАЧЕНИИ ДАЕТСЯ
‘АКМЕ РАССТОЯНИЕ МЕЖДУ ЦЕНТРАМИ ШПОНОК

7£_"] ""яП
so• frh Д? h

ЗАПОЛНЯЮЩИЙ МАТЕРИАЛ ШИРИНА ПРОРЕЗИ р

ПРОДОЛЬНАЯ

ПРЯМОУГОЛЬНАЯ ПРОРЕЗЬ



ПРОДОЛЬНАЯ ПРОРЕЗЬ
С ЗАКРУГЛЕННЫМИ КОНЦАМИ

ПГТ

гтт

Г" ~

КРУГЛАЯ ПРОРЕЗЫ

1Б03НАЧЕНИЕ. ПРОРЕЗНЫЕ ШВЫ ОБОЗНАЧАЮТСЯ ТОЛЩИНОЮ-ЛИСТА S, ТОЛЩИНОЮ ШВА ГП

I И ОБЩЕГО ДЛИНОЮ ШВА L ПРОРЕЗЬ ПРЯМОУГОЛЬНАЯ I Ю-Т tS

I	НАПРИМЕР С ЗАКРУГЛЕНО КРАЯМИ \~Г5(Г'~t~A

1	КРУГЛАЯ	-lij. (if)
Пролетарии всех стран соединяйтесь!

СССР Всесоюзный комитет по стандартизации при Госплане	ОБЩЕСОЮЗНЫЙ стандарт	ОСТ 2582
	Обозначения, относящиеся к сопротивлению материалов	МБИ (I. I. В>: 620. I

I. Геометрические величины

Высота сечения бруса ..................... ................................ h

Ширина сечения бруса.......................................................b

Диаметр сечения круглого бруса ............................................ d

Радиус сечения круглого бруса..............................................г

Длина прямого бруса; расчетный пролет....................................../

Площадь сечения нормального к оси бруса....................................F

Площадь сечения нормального к оси бруса, за вычетом отверстий..............Fnet

Объем бруса.................................................................V

Координаты центра тяжести сечения	бруса....................................хс, ус

Статические моменты сечения бруса относительно осей х и у . . . •..........Sx, Sy

Моменты инерции сечения бруса относительно осей х и у......................Ix, lv

Полярный момент инерции сечения бруса ..................................... ]р

Центробежный момент инерции сечения бруса относительно осей х и у . . . . 1ху
Наибольший и наименьший (главные) центральные моменты инерции сечения бруса /тах, /min
Момент инерции сечения бруса за вычетом отверстий........................../net

Радиусы инерции сечения бруса относительно осей х и у......................ix, iy

Наибольший и наименьший радиусы инерции сечения бруса (для главных осей) . imax, Zmin
Моменты сопротивления сечения бруса относительно осей х и у................Wx, Wy

Момент сопротивления сечения бруса за вычетом отверстий ...................U7net

Абсолютная продольная деформация при растяжении или сжатии.................Д/

Относительная продольная деформация при растяжении или сжатии..............е

Относительный сдвиг (угол сдвига)..........................................

Угол закручивания вала (относящийся ко всей расчетной длине его)...........ср

Стрела кривой, стрела прогиба, стрела провисания провода или троса, стрела
осевой линии кривого	бруса ...................................... f

Длина кривой...............................................................$

Радиус кривизны кривой .................................................... р

II. Внешние и внутренние силы

Внешняя сосредоточенная сила..............................................Р

Распределенная нагрузки на единицу длины (интенсивность распределенной на-
грузки) ...............................................................q

Распределенная нагрузка на единицу площади (давление).............-.	. . . р

Вес •...............................................................	... g

Вес единицы объема ....................................................... у

Вертикальные составляющие опорных реакций двухопорной балки................. А, В

Вертикальные составляющие опорных реакций многопролетной балки ..... Ао, Д1( Аг
Горизонтальная составляющая опорных реакций однопролетной балки...........Н

Горизонтальные составляющие опорных реакций многопролетной балки..........Но, Н1г Нг
Обозначения, относящиеся к сопротивлению
материалов

Сила нормальная к плоскости сечения.......................•................

Поперечная или перерезывающая сила............'............................

Критическая сила при продольном изгибе.....................................

Нормальное напряжение .....................................................

Касательное напряжение............................................'. . . .

Суммы моментов внешних сил относительно координатных осей х, у и z . . .
Те же обозначения употребляются для моментов одной внешней силы, а также
для скручивающего и изгибающего моментов.

Опорные изгибающие моменты многопролетной балки................ . . . .

Потенциальная энергия деформированной системы.......................• . .

ОСТ 5282

Q

Рк
а
к, Му, мг

мо, Mlt м2
и

Примечание: к разделам I и II.

1.	Для координатных осей допустимы в случае надобности помимо вышеуказан-
ных и другие обозначения. В этом случае индексы, а равно н обозначения
координат центра тяжести соответственно изменяются.

2.	Индекс, указывающий ось, может быть опущен, когда это не вносит неясности.

3.	При наличии совокупности одноименных величин они обозначаются соответ-
ствующей буквой с цифровыми порядковыми индексами внизу с правой етороны.

III. В е л и ч и н ы, характеризующие свойства материалов; допускаемые
напряжения и расчетные коэфициенты

Абсолютное остаточное удлинение при испытании на разрыв.....................

Относительное остаточное удлинение при испытании на разрыв, равное выражен-
ному в процента^ отношению А/о к расчетной длине /0 образца.................

Абсолютное уменьшение площади сечения образца при испытании на разрыв . .
Относительное уменьшение площади сечения образца (сужение в шейке) при
испытании на разрыв, равное выраженному в процентах отношению AF0
к первоначальной площади сечения Fo ........................................

Модуль упругости (модуль Юнга)..............................................

Модуль сдвига ..............................................................

Коэфициент Пуассона (отношение поперечной относительной деформации бруса

к продольной) .........................................................

Временное сопротивление ....................................................

Предел упругости ...........................................................

Предел пропорциональности . - . ...........................................

Предел текучести . . . .-...................................................

Удельная работа деформации при испытании на разрыв..........................

Удельная вязкость надрезанных образцов при ударной пробе на изгиб ..........

Число твердости по Бринелю (Brinel) .	...................................

В тех случаях, когда твердость определяется каким-либо иным способом,
индекс при букве Н соответственно изменяется, например /У* — число твердо-
сти по Роквеллу (Rockwell). '
Допускаемое напряжение на простое растяжение................................

Допускаемое напряжение на простое сжатие....................................

Допускаемое напряжение на изгиб.............................................

Допускаемое напряжение на сдвиг ............................................

Коэфициент безопасности (запас прочности)...................•...............

Коэфициент уменьшения основного допускаемого напряжения на сжатие при
расчете на продольный изгиб.................................................

Ч
в

g

Р
а*

8,
8.

ае
ak
Нв

R*
Ra
R»
Rs
п

Утвержден Всесоюзным комитетом по стандартизации при Совете труда и обороны 15 января
1931 г. как обязательный с 1 мая 1931 г.
Веса главнейших материалов, применяемых при сооружении понрытий стропильными фермами

1.	Сталь................................................................. 7 850 кг/м*

2.	Чугун................................................................. 7 200

3.	Сортовое железо—см. таблицы ОСТ (в приложениях)

4.	Сосновое дерево:
а) воздушно-сухая древесина; влажность 12—18И ............................ 500	,

Ь)	полусухая	„	„	18—23 И ........................ 550	,

с)	сырая •	„	,	23—45 К ........................ 600	»

d)	свежесрубленная .	„	.................. 800	„

5.	Еловое дерево:
а) воздушно-сухая древесина; влажность 12—18И'............................ 450	»

Ь)	полусухая	„	,	18—23И.......................... 500	„

с)	сырая	„	„	23—45 И ........................ 550	„

d)	свежесрубленная „	,	............................ 800	„

6.	Кровля из однометрового кровельного железа с проолнфкою н покраскою за 2 раза

железным суриком:

а)	из	листов весом	3,25	кг ..........................	4,5	кг/м2

Ь)	.	.	3,50........................................ 4,8	.

с)	.	.	4,00........................................  5,4	„

d)	„	.	4,50........................................ 6,0	.

е)	„	„	5,00	„........................ 6,6	»

f)	.	.	5,50........................................ 7,2	.

g)	.	,,	.	6,00	....................................... 7,9	,

7.	Кровля из волнистого железа—см. сортамент

8.	Кровля из руберойда.......................................... от	2,5 до 3,0 ,

9.	Кровля из толя в зависимости от толщины........................3,0	. 4,5 .

10.	Кровля иа террофазерита (этернита)................................ 9,2 „

И. Стекло:

а)	без армировки............................................ 2600	кг/м6

Ь)	армированное металлической сеткой....................... 2	700	,

12.	Пробковые плиты..........................................   от	250 до 350

13.	Фибролит (обычная толщина 70 и 140 мм).....................  250	, 450	,

14.	Войлок............................\........................   1,0.	2,0кг/ж2

15.	Торфо-фанера: а) толщиною 5 см.................................. 12,5 »

Ь) .	3............................................. 9,0 .

16.	Морознн (обычная толщина 10, 25, 30 и 40 мм)...................... 340 кг/м

17.	Камышвт толщиною 80 мм ..............................	32 кг/м2

18.	Соломит „	50 ................................................. 16,5

19.	Смазка алебастровая с пробкою толщиною 90 мм ..................	50	,

20.	Смазка алебастровая с древесными опилками толщиною 90 мм....от	50 до 66	»

21.	Смазка из строительного мусора по толю, толщиною 90 мм.......  100	» 130	,

22.	Штукатурка: а) по драни........................................... 30	,

Ь) по проволочной сетке.................................. 32	,
Всесоюзный комитет по стандартизации при Госплане СССР	ЕДИНЫЕ НОРМЫ СТРОИТЕЛЬНОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ	
	Общие расчетные нормы	Сер. XIV
	СООРУЖЕНИЯ ИЗ МЕТАЛЛА	№ 6

А. Общие указания

Приводимые ниже нормы допускаемых напряжений относятся к сооружениям 2-го класса;
для сооружений 1-го класса они понижаются на 10% и для 3-го повышаются на 10%.

Б. Допускаемые напряжения

1.	Основные допускаемые напряжения для транспортных, гидротехнических, промышленных
и гражданских сооружений по таблице 1.

Таблица 1

Напряжения	Материалы							
	Прокатный			Литой				
	Сталь 3	Сталь 5 повышен-  ная	Сталь спе- циальная	Сталь Л 1	Сталь 2 по- ниженная	Сталь Л 2	Сталь Л 5	Чугун Ч 1
1.	Основные напряже- ния при действии основ- ных нагрузок 	  2.	Основные напряже- ния при совместном дей- ствии основных и слу- чайных нагрузок ....	1 400  1 700	1750  2100	2 100  2 500	1200  1500	1 500  1800	1800  2100	2 000  2 500	1 000  1 200

При учете специальных условий (например обрыв проводов и т. п.) разрешается
в исключительных случаях, предусмотренных специальными техническими условиями, увели-
чивать допускаемые напряжения, но не выше предела пропорциональности, принимаемого
в 0,9 предела текучести.

Утверждены Всесоюзным комитетом по стандартизации при Госплане СССР 20 марта 1931 г. как
обязательные для всех строительных проектов, начатых разработкой после 15 апреля 1931 г.
Сер.

XIV

2.	Основным статическим напряжением [п] являются:

а)	Для прокатного материала и литой стали — статическое напряжение на растяжение
или сжатие.

б)	Для чугуна — статическое напряжение на сжатие.

3.	Производные допускаемые напряжения для прокатного материала по таблице 2.

Таблица 2

Объект	Напряжения на:	Материалы и основные дополнительные напряжения						Переходные коэфнцненты
		Сталь 3		Сталь 5 повышен- ная		Сталь специальная		
		1 400	1 700	1 750	2 100	2100	2 500	
Основные | конструкции/	Срезывание ....	1050	1 270	1300	1 570	1570	1 880	0,75
и	Срезывание							
к S  X X	В		1 100	1360	1400	1 680	1 680	2 000	0,80
<4	s  *	Я	С		950	1 180	—	—	—	—	0,67
а. 3								
о  8 « .  М X	Смятие							
	В		2 800	3 400	3 500	4 200	4 200	5 000	2,00
X о X с.	С		2 400	2 9С0									1,70
с с								
								
5 ° а	Отры в							
СО	В н С		840	1 020	1050	1 260	1 260	1 500	0,60
Точеные 1	Срезывание ....	1 100	1 360	1 400	1 680	1 680	2 000	0,80
болты 1	Смятие		2 800	3 400	3 500	4 200	4 200	5 000	2,00
Неточеные f	Срезывание ....	840	1 020	—	—	—	—	0,60
болты |	Смятие		1 700	2 050	—	—	—	—	1,20
Анкерные 1 болты J	Растяжение ....	1 050	1 270	1 300	1570	1570	1 880	0,75

А. Грегор

10
4.	В строительных конструкциях, в которых должна быть обеспечена непроницаемость
швов (резервуары, газгольдеры), надлежит принимать допускаемые напряжения для заклепок
по таблице 3.

Таблица 3

Напряжения на:	Материалы и основные дополнен- ные напряжения		
	Сталь 3 или сталь 4		Переходные коэфициенты
	1400	1 700	
Срезывание  В	  С	  Смятие  В	  С	  Отрыв  В яС		....	1 000  840  2 400  2100  560	1 200  1 000  2 900  2 550  680	0,7  0,6  1,7  1,5  [0,4

Примечание. Цифры таблиц 2 и 3 представляют собою произведение допускаемых напряжений
на переходные коэфициенты с округлением до 20 кг/слт2. Переходными коэфи-
циентамн надлежит пользоваться в тех случаях, когда материал не соответствует
таблице.

5. Производные
(см. след. стр.).

допускаемые напряжения для литья из стали и чугуна по таблице 4

Примечание. Срезывание и смятие заклепок В относится к заклепкам, постановка которых
производится на прессах помощью пневматических молотков или ручной клепкой,
в дырах, полученных пробивкой или сверловкой отдельных элементов на станках
и затем рассверленных на стеллажах. Срезывание и смятие заклепок С относится
к заклепкам в продавленных и нерассверленных дырах. Смятие свободного каса-
ния А относится к многокатковым опорам, катки которых имеют боковую под-
вижность (подвижные опоры постоянных сооружений). Смятие свободного каса-
ния В относится к каткам опор, на которых конструкция может перемещаться
(подвижные мосты, крановые устройства).
Таблица 4

Напряжения	Переходные коэфициенты 		Материалы и допускаемые напряжения										
		Сталь Л 1		Сталь Л 2 понижен.		Сталь Л 2		Сталь Л 5		Переходи, коэфициент	Чугун Ч 1	
		1200	1500	1 500	1800	1 800	2100	2 000	2 500		1000	1200
Срезывание		0,75	900	1150	1150	1 350	1350	1600	1500	1 850	0,25	250	300
Сжатие		1,00	1200	1500	1500	1800	1 800	2100	2 000	2500	1,00	1000	1200
Растяжение		1,00	1200	1 500	1500	1 800	1 800	2 100	2 000	2 500	0,25	250	300
Изгиб 		1,00	1 200	1 500	1500	1800	1800	2100	2 000	2500	1	-1000	-1 200
										0,4	4-400	4-480
Местное смятие:												
Плотное касание 		—	850	1100	1 100	1 300	1300	1500	1400	1 800	—	650	780
Свободное касание А . .	—	5 090	6000	6 000	7 000	7 000	8000	8 000	10000	—	3 500	4 200
Свободное касание В . .	—	3500	4 300	4 000	5 000	5000	6 000	5 500	7 000	—	2 500	3 000
Раздробление катков . . .	—	45	55	55	65	65	75	70	90	—	—	—

СООРУЖЕНИЯ ИЗ МЕТАЛЛА	№ 6


Сер. XIV		СООРУЖЕНИЯ ИЗ МЕТАЛЛА							№ 6	
	В, Применение норм  1.	При применении в конструкциях из нормального материала заклепок или элементов опор из материала повышенного качества напряжение на срез берется по повышенному мате- риалу, а на смятие — по нормальному.  2.	При расчете стержней и деталей конструкций, работающих на регулярную вибрацион- ную нагрузку, вызывающую перемену знака, допускаемые напряжения на срез и смятие, ука- занные в таблице 2, понижаются на 25%.  3.	Кроме стали 3 в заклепках допускается сталь 2 без изменения допускаемых напря- жений, установленных для стали 3.  4.	При допущении напряжений, указанных в таблице 1—4, материал должен обладать нижеследующими качествами.  Таблица 5									
	Объект		Материал	Временное сопро- тивление кг/мм1	Наименьш. пре- дел текучести кг/мм2	Удлинение %	Модуль упру- гости кг/см2	Примечание		
	Конструкция |  Опорные части  Заклепки		1.	Сталь 3	  2.	Сталь 5 повышенная . .  3.	Сталь специальная . .  1.	Сталь литая Л 1 ...  2.	Сталь литая Л 2 ...  3.	Сгаль литая Л 2 пони- женная 	  4.	Сталь 5	  г 1»	.. f сжатие ....  5.	угу | растяжение . .  1.	Сталь 2	  2.	Сталь 3	  3.	Сталь повышенная . .  4.	Сталь специальная . .	38-45 50—60 48-62  36  50  48  50-60  60  15  34—42 38—45 45-55 45-55	23*  30  36  20* 23*  27  36	22  18  20  16  10  8  16  25  22 22  22	2 100 000  2 100 000  2 100000  2 100 000  2 100000  2 100 000  2 100 000  } 1000 000  2100 000  2 100 000  2 100 000  2100 000	* Определение факультативно  1		
										
										
5.	При отсутствии материалов, указанных в таблице 5, разрешается применять в кон-
струкции стали: сталь 3 пониженную, имеющую временное сопротивление 7? = 38 — 45 кг/мм1 2 3 4 *
и удлинение 18%; сталь 2 пониженную, имеющую временное сопротивление #=34 —
— 42 кг/мм2 и удлинение />=20%, и сталь 1 пониженную, имеющую временное сопротивление
# = 32 — 40 кг!мм2 и удлинение Zs=18%.	7

6.	Допускаемые напряжения для указанных сталей принимаются: при действии основных
нагрузок на сталь 3 пониженную и 2 пониженную —1 200 кг^см2, сталь 1 пониженную —
1 000 кг/см2-, при действии основных и случайных нагрузок на сталь 3 пониженную и 2 пони-
женную— 1 450 кг[см2, сталь 1 пониженную — 1250 кг!см\

7.	Временно, впредь до выпуска заводами металла, снабженного сертификатами, удосто-
веряющими их механические качества, разрешается немаркированный металл приравнивать
по своим механическим качествам к стали 3 или 2 пониженной, при условии отсутствия
каких-либо дефектов по наружному осмотру и удовлетворения ими испытаний на холодный
загиб на 180° вокруг стержня диаметром, равным толщине образца.

При этих испытаниях из каждого испытуемого сорта из партии одного заказа до 15 т
берется два образца и добавочно по одному образцу от каждых последующих 15 т веса
испытуемого сорта.

8.	Производные напряжения для всех материалов, указанных в настоящем пункте, берутся
согласно коэфициентам таблицы 2 и 4.

Г. Динамические коэфициенты подвижной нагрузки (1-{-а)

1. При расчете мостовых сооружений при действии паровозной тяги принимается согласно
ТУ НКПС.

При действии тепловозной или электровозной тяги при отсутствии спарниковых меха-
низмов указанные динамические добавки (величина а динамического коэфициента 14-й)
понижаются на 75%.

При движении составов со скоростью не свыше 15 км!час динамический коэфициент
берется в 0,25 своей нормальной величины.

2. При расчете подкрановых балок, мостовых кранов наибольший коэфициент вертикаль-
ного динамического воздействия крана принимается 1,10.

3. При расчете главных ферм и связей мостовых кранов коэфициент наибольшего дина-
мического воздействия груза принимается 1,20.

4. Коэфициенты динамического воздействия гидравлических ударов принимаются согласно

правилам проектирования гидравлических сооружений.
Сер.  XIV		СООРУЖЕНИЯ ИЗ МЕТАЛЛА									№ 6	
	Д. Коэфициенты продольного изгиба  Коэфициенты продольного изгиба принимаются согласно таблице 6 в функции от гибкости стержня е —	.  Таблица 6  Коэфициенты продольного изгиба у и К = —											
	/ г		Сталь 3		Сталь 5		Спецсталь		Чугун			
			9	— = Кг  ? г	9	9	г		-1 - = Кг ср	г	ч>	1“  — = кг		
	0 10 20 30 40 50 60 70 80 90  100 110 120 130 140 150 160  170 180 190 200		1,00 0,99  0,97 0,935 0,893 0,846  0,798 0,741  0,683 0,625 0,568  0,511 0,454  0,402 0,353 0,316 0,287  0,261  0,236 0,214 0,191	1,00  1,01  1,03  1,07  1,12  1,18  1,25  1,35  1,46  1,60  1,73  1,96  2,20  2,49  2,83  3,16  3,48  3,83  4,24 4,67  5,24	1,07 0,99  0,97 0,935 0,893 0,846 0,798 0,730 0,652  0,572 0,495 0,424  0,369 0,317 0,285 0,258 0,237 0,216 0,200  0,187 0,173	1,00 1,01  1,03 1,07  1,12 1,18  1,25  1,37 1,53  1,75 2,02  2,36 2,76  3,15 3,51  3,88 4,22 4,63  5,00 5,35  5,78	1,00 0,99  0,97 0,935 0,893 0,846  0,798 0.728  0,635 0,536 0,439 0,363  0,305 0,270  0,240 0,215 0,193 0,180  0,159 0,145 0,136	1,00 1,01  1,03 1,07 1,12 1,18  1,25 1,37  1,57 1,86 2,28  2,75 3,28  3,70 4,17  4,65 5,18 5,56  6,29 6,90 7,35	1,00 0,97  0,91  0,81  0,69  0,57  0,44  0,34  0,26  0,20  0,16	1,00 1,03  1,10  1,23  1,45  1,75  2,27 2,94  3,85 5,00  6,25		
												
												
Е. Основные расчеты

1.

стержня
В

В растянутых стержнях напряжения определяются делением усилий на площадь
нетто.

сжатых стержнях напряжения определяются:

а)	При рассчетах на прочность делением усилий на площадь стержня нетто.

б)	При рассчете на устойчивость делением приведенного усилия (основного усилия,

умноженного на коэфициент продольного изгиба Кг) на площадь стержня брутто.

2.	В элементах, работающих на изгиб, напряжения определяются делением изгибающих
моментов на моменты сопротивления сечения.

При проверке скалывающих напряжений статический момент соответствующий части
сечения и момент инерции сечения берутся брутто.

Допускаемые напряжения для главных напряжений принимаются равными основным допу-
скаемым напряжениям, указанным в таблице 1—4.

3.	При расчете торцовых поверхностей элементов допускаемое напряжение на смятие
принимается равным 1,5 основных.

4. При работе частей конструкций на изгиб и осевое растягивающее усилие, напряжения		
определяются по формуле	Л4 ।	Р
п =	W 1 kV нет	F ’ 1 нет
где М и Р—соответствующий момент и	осевое	усилие.
При работе частей конструкций на	изгиб и	осевое сжимающее усилие напряжения разре-
шается определять по условной формуле	Ж ,	РКг
п =	W'ep 1	^бр

где 7И и Р имеют прежние значения; Кг— коэфициент продольного изгиба.
Кроме того, величина напряжений должна быть проверена по формуле

п w
КУ нет

нет
Сер.  XIV		СООРУЖЕНИЯ ИЗ МЕТАЛЛА			№ 6	
Ж. Сварные металлические конструкции и сооружения  1.	При применении дуговой электросварки для соединения частей металлических кон- струкций устанавливаются следующие допускаемые напряжения:  а) При расчете сварного шва допускаемые напряжения для материала шва прини- маются по таблице 7.  Таблица 7						
	Род напряжений		При действии основных нагрузок кг/см2	При совместном дей- ствии всех нагрузок кг! см2		
	1.	Сжатие		  2.	Растяжение	  3.	Срезывание			1000  900  720	1200  1 100  870		
	б) При действии на сооружение регулярной вибрационной нагрузки, вызывающей перемену знака (например фундаменты под машины), допускаемые напряжения для мате- риала сварных швов, независимо от учета динамического коэфициента, надлежит прини- мать по таблице 8.  Таблица 8'					
	Род напряжений		При действии основных нагрузок кг/см2	При совместном дей- ствии всех нагрузок кг! см2		
	1.	Сжатие	  2.	Растяжение	  3.	Срезывание			670  600  480	800  730  680		
						
						
Сер.  XIV	СООРУЖЕНИЯ ИЗ МЕТАЛЛА	№ 6
в) При применении потолочной сварки, при действии как статической, так и вибра- ционной нагрузки, допускаемые напряжения для материала сварных швов надлежит назначать согласно таблице 8.  2.	При допущении напряжений, приведенных в таблицах 7 и 8, материал сварного шва (направленный металл) должен обладать нижеследующими качествами:  а)	Временное сопротивление на растяжение — 3 000 кг/см3.  б)	Временное сопротивление на срезывание = 2 400 кг/см3.  в)	Относительное удлинение (при растяжении) i = 10%.  3.	Если временное сопротивление 7? растяжению сварки (направленного металла) не удовлетворяет требованиям п. „а“, но во всяком случае не меньше 2 500 кг/см3, то допускаемые напряжения на сварку изменяются в отношении	где 7? = 3 000 кг/см3, а 7?!—опреде-  ленное для данной сварки временное сопротивление растяжению нормальных контрольных образцов (см. ОСТ 2 406).  Сварка, дающая временное сопротивление растяжению меньше 2 500 кг! см3, считается неудовлетворительной и не допускается для соединения частей металлических конструкций.  4.	Испытание сварных соединений швов и образцов из наплавленного металла надлежит производить согласно ОСТ 2 406 (в случае испытания на разрыв).  5.	Расчет сварных соединений и швов надлежит производить:  а)	Соединения встык — на растяжение, сжатие или изгиб.  б)	Фланговые швы — на срезывание.  в)	Лобовые швы — на растяжение, сжатие или изгиб.  г)	Пробочные соединения — на срезывание.  Рекомендуется пользоваться таблицами 9, 10 и 11 для расчета сварных швов встык, фланговых и лобовых.		
		
		Таблица 9  Допускаемое усилие на 1 пог. см шва встык в зависимости от толщин свариваемых элементов										Сер.  СООРУЖЕНИЕ ИЗ МЕТАЛЛА	№ 6  XIV
		Наименьшая толщина свариваемых элементов мм	Для основных нагрузок				При совместном действии всех нагрузок					
			При статической нагрузке  (л) + = 900 кг! см?  (л) — = 1000	,		При регулярной и вибриционной на- грузке, вызыв. пере- мену знака (л)	= 600 кг/см2  (л) — = 670		При статической нагрузке  (л)	= 1100 кг! см2  (л) — = 1200	„		При регулярной и вибриционной на- грузке, вызыв. пе- ремену знака (л) -f- = 730 кг!см2 (л) — = 800	,,			
			Растяже- ние кг/см	Сжатие кг! см	Растяже- ние кг/см	Сжатие  кг! см	Растяже- ние кг! см	Сжатие  кг!см	Растяже-  ние кг 1см	Сжатие кг/см		
		4  5  6  7  8  9  10  11  12  13  14  15  16	360  450  540  630  720  810  900  990 1080  1170  1 260 1350  1 440	400  500  600  700  800  900 1000 1 100 1200 1300  1400 1500  1600	240  300  360  420  480  540  600  660  720  780  840  900  960	268  335  402  469  536  603  670  737  804  871  938  1 005  1072	440 550 660 770 880  990 1100 1210  1320 1430 1540 1 650 1760	480  600  720  840  960  1080 1 200 1 320 1440  1560 1680  1 800 1920	292  365  438  511  584  657  730  803  876  949  1022  1 095  1 168	320  400  480  560  640  720  800  880  960  1040  1120  1200  1280		
												

•S’
о
CXi
о

%

<л
Таблица 10

Допускаемое срезывающее усилие на 1 пог. см флангового шва в зависимости от его толщины

Толщина шва h мм	Рабочая высота т = 0,7 h  мм	Для основных нагрузок		При совместном действии всех нагрузок	
		При статической нагрузке  [/] = 720 кг!см'2 кг 1см	При регулярной знакоперемен, и вибрационной на- грузке (0 = 480 кг/см2 кг{см	При статической нагрузке (0 = 870 кг/см2 кг/см	При регулярной вибрационной и знакоперемен. на- грузке (/) = 680 кг/см2 кг; см
4	2,8	202	134	245	162
5	3,5	252	168	305	203
б	4,2	302	202	365	244
7	4,9	353	235	426	284
8	5,6	403	269	487	325
9	6,3	454	302	548	365
10	7,0	504	336	609	406
И	7,7	554	370	670	447
12	8,4	605	403	731	487
13	9,1	655	437	792	528
14	9,8	706	470	853	568
15	10,5	756	504	914	609
16	11,2	806	538	974	650

СООРУЖЕНИЕ ИЗ МЕТАЛЛА	№ 6

'Л
			Таблица 11  Допускаемое усилие на 1 пог. см лобового шва в зависимости от его толщины										Сер. XIV
													СООРУЖЕНИЕ ИЗ МЕТАЛЛА
		Толщина шва h мм	Рабочая вы- сота сече- ния т = 0,7 h мм	Для основных нагрузок				При совместном действии всех нагрузок					
				Основной случай		Действие регулярной законопеременной и вибрационной нагрузки (п)	= 600 кг/см*  (л) - = 670		Основной случай (л) = 1100 кг/см* (л)-=1200 „		Действие регуляр- ной знакоперемен- ной и вибрацион- ной нагрузки  (л) -|- = 730 кг/см2  (л) — = 800			
				(«)+ = £ (») —=	)00 кг!см 1000 .								
				Растяже- ние кг{см	Сжатие кг 1см	Растяже-  ние кг/см	Сжатие  KZjCM	Растяже-  ние кг[см	Сжатие кг/см	Растяже-  ,ние кг1см	Сжатие кг] см		
		4  5  6  7  8  9  10  11  12  13  14  15  16	2,8  3,5  4,2  4,9  5,6  6,3  7,0  7,7  8,4  9,1  9,8  10,5  U.2	252  315  378  441  504  567  630  693  756  819  882  945  1 008	280  350  420  490  560  630  700  770  840  910  980  1050  1 120	168  210  252  294  336  378  420  462  504  546  588  630  672	188  235  281  328  375  422  469  516  563  610  657  704  750	308  385  462  539  616  693  770  847  924  1001 1078  1155 1 232	336  420  504  588  672  756  840  924  1 008  1 092  1 176  1 260  1 344	204  256  307  358  409  460  511  562  613  664  715  767  818	224  280  336  392  448  504  560  616  672  728  784  840  896		
													
													£
													ОТ

$
о

Ox
о
СССР	ОБЩЕСОЮЗНЫЙ СТАНДАРТ	вге ,335'2
Совет труда и обороны	ЕДИНЫЕ НОРМЫ СТРОИТЕЛЬНОГО	
Всесоюзный	ПРОЕКТИРОВАНИЯ	Редакция
комитет стандартизации	ВЕТРОВАЯ НАГРУЗКА	1933 г.

Утвержден Всесоювным комитетом стандартизации при СТО 8 марта 1933 г. в качестве
обязательного при. составлении проектов, начатых разработкой после 1/VII 1933 г.

1. Ветровая нагрузка определяется по формуле

P=k  q,

здесь Р—давление ветра в килограммах на 1 м?, нормальное к воспринимающей поверхности.
Это давление считается положительным, когда оно направлено внутрь сооружения, и отрица-
тельным, когда оно является отсасывающим и направлено наружу; k — коэфициеит обтекания,
зависящий от формы и положения подверженного ветру объекта. Величины этого коэфициента,
определенного при наиболе невыгодном направлении ветра приведены вместе со схемами рас-
пределений давления в приложении 1 (см. 3 листа чертежей); q — скоростной напор ветра
в кг на 1 м2, соответствующий наибольшей для данного места скорости ветра, но без учета
особых порывов.

Напор, в зависимости от скорости, определяется формулой

ч~ 9,81 74 2	16’

здесь — вес воздуха 1,23 кг/м3 при давлении 760 мм- и
силы тяжести в м/сек-', V—наибольшая скорость ветра в

2.	Для сооружений высотой до 16 м напор ветра q

температуре 15°; 9,81—ускорение
м/сек на данной высоте.

принимается постоянным и равно-

мерно приложенным по высоте (см. таблицу в § 10 и график, прилож. 2).

3.	При увеличении высоты свыше 16 м скоростной напор увеличивается пропорционально
корню квадратному из высоты, а именно:

q: qY = WT: У h,.

4.	Если известно qr на высоте hlt то для любой высоты h будет иметь

Vh

’”"w

5.	Если Ах = 16 м, q1 = q0 (см. табл, в п. 10), то на любой высоте q = 0,25 qa
здесь q0 берется для соответствующего географического района из таблицы § 10.

6.	Если нижний край сооружения, имеющего высоту h, находится над уровнем земли

или воды на высоте
по горизонтальному
муле (см. черт. 1).

Н, например край здания, стоящего на высоком берегу не далее
расстоянию от подошвы берега, то расчетный напор определяется по

20 h
фор-

7.	Сооружения

? = О,25?оУ//+2/3 h.

свыше 16 м подразделяется на зоны высотой от 10 до 20 м, и

соот-

ветствующий каждой зоне напор определяется по формуле предыдущего параграфа как напор,
соответствующий скорости на высоте 2/3 (высоты) данной зоны. В пределах принятой зоны '

высотой от 10 до 20 м напор
зоны (см. черт. 2).

8.	Для всех тех случаев,
определяется по прилагаемому
скоростного напора для трех
приложение 2).

принимается постоянным и равномерно приложенным по высоте

когда не имеется данных о скорости ветра, скоростной напор q
графику (прилож. 2). Этот график представляет три кривых
географических районов СССР (см. табл, в п. 10 и график,
ВЕТРОВАЯ НАГРУЗКА

ОСТ
ВКС

— 4335/2

Эти кривые дают все величины q, в зависимости от высоты h точки над уровнем

м высоты. Свыше 100 м. скоростные

емной или водной поверхности в пределах 100

Черт. 2.

напоры
принимаются постоянными,

а) для определения „qa принимаем:
при < 16 м. qa — по таблице
§ 10 — постоянным;

.6) при h± h2 — зоны от 10 до 20 м
высотой;

в)	при qx = 0,25 q0 Но г/3 Aj

г)	при q2 =_______________

= 0,25 q0	Нй -|-hr -|- 2/3 А2.

9.	Получаемые по графику значе-
ния q дают величины скоростного напора
для сооружений, стоящих в открытых
местах; для мест же, частично защищен-
ных от ветра застройкой или редкой рас-

тительностью, например в селениях или
на окраинах городов, эти значения должны быть уменьшены на 40%, а в места крупной за-
стройки или среди обширных древесных насаждений — на 55%.

10.	Постоянные значения скоростного напора для высот до 16 м даются в следующей таблице.

Значения скоростного напора qti на высоте 16 м от земли (в кг на 1 .w5)

Районы географические	Условия местной защищенности		
	Сооружения, свободностоя- щие на откры- . том месте	Сооружения на окраинах городов в мелких поселе- ниях или среди редких насаждений	Сооружения в гу- сто застроенных частях городов или среди обширных древесных наса- ждений
	9о	7 о — 0,40 qC)	<7о — 0.55 qit
1. Прибрежная полоса Черного моря дливой  100 км с центром в гор. Новороссийске . . .	100	60	45
2. Побережья морей (за исключением Фин- ского залива, Азовского моря) и иизовья боль- ших, впадающих в них рек		' 70	42	32
3. Вся территория СССР за исключением районов, указанных в пп. 1 и 2 		40	24	18
ВЕТРОВАЯ НАГРУЗКА

ОСТ
ВЕС-4335/2

Приложение 1 к ОСТ
Лист 1-й

Коэфициенты обтекания и распределение давлений иа зданиях с двускатными крышами

СхемЬг

крЬниа на земле
ВЕТРОВАЯ НАГРУЗКА

ОСТ
ВКС

- 4335/2

Приложение 1 к ОСТ
Лист 2-й

Коэфициенты обтекания и распределение давлений на зданиях с цилиндрическими
крышами

зависимость opdutiambig
от подъема kpbtuju (f: С)
ВЕТРОВАЯ НАГРУЗКА

BKC-4S85/2

Приложение 1 к ОСТ
Лист 3-й

Коэфициенты обтекания и распределение давлений на открытых зданиях,
фермах и башнях (трубах)

Я 2!	Вид поверхности	Значения „К*			Схема распределения ветровой нагрузки	
		+ Да вл.	Откос	Общ.		
1  2  3  4  5	Здания  частично открытые плоскость АВ	  ВС	  .	CD	  Каркасы без заполне- ния, решетки, фермы .  Вертикально стоящий цилиндр, башни, тру- бы 	  Навесы, т. е. крыша на столбах без стен . . .  Отдельно стоящие сте- ны, заборы		0,8  0,2  0,8  1  0,8	0,6  0,6  0,6  0,3  0,6	±0,2 ( +0,6 1 — 1,2  ± 1,2  1,4  0,60  ±0,6  1,4	я gw  	ям	к пункту! .^-0,6 (тутр^Уо,/} +о,б Н
					+0,2	
					В  я	к пункту 2	
					* < и и	
					Общая площадь ABCD = F Площадь отверстий =/ Воспринимающая площадь пер- вой фермы = F—f  второй „	= (F—f)-f/F  _П-	„	= (F-f) (Flff-1.  к пункт у 3.  »  «X АХХХдаЗщМс  \ /  s> ++\ |/ +й  у . Р+++|/ . Гн г  А, Ш+ ++Х В ъУУ/ /|\Л/  Ч/о^-	

А. Грегор

11
Приложение 2 к ОСТ

Графические выражения за-
висимости скоростного напо-
ра от высоты для районов:

I—прибрежная полоса Чер-
ного моря длиной 100 км
с центром в г. Новороссий-
ске;

II — побережья мррей (за
исключением Финского зали-
ва, Азовского моря) и ни-
зовья рек;

III — вся остальная часть
территории СССР.

°IS

О к
о

3
Единые нормы строительного проектирования
СНЕГОВАЯ НАГРУЗКА

ОСТ 4535/3

1. Снеговые нагрузки в кг на 1 м2 горизонтальной проекции покрытия определяются
в зависимости от средней максимальной толщины снегового покрова на земле, установленной
за ряд лет по наблюдениям в конце зимы, согласно следующей таблице.

Снеговая нагрузка k в кг'м3 горизонтальной
проекции покрытий

Высота снегового покрова h
в см по данным местных
метеорологических

При углах наклона скатов

Прн подъеме
цилиндрическо-
го покрытия

пунктов

10°	20°	30°

40° 45°

50°

/I
менее
1:6

f-.l
более
1:6

Район без устойчивого по-
крова .....................

при высоте покрова:

Л	30 см

А 60 „
h > 60 „

40

80

120

25

45

90

135

25

50

100

150

25

50

100

150

25

40

80

120

25	25	0

30	25

60	40

90	60

25

30

60

90

25

25

40

60

В основу исчисления снеговых нагрузок положена формула /гтах = 1,6 X выражающая
зависимость наибольшей снеговой нагрузки (/гтах кг^м2 горизонтальной проекции крыши при
угле наклона ската от 20 до 30°) от толщины снегового покрова на земле (Л в см).

Толщина снегового покрова на земле h принимается по данным для ближайшего метеоро-
логического пункта как средняя из максимальных по наблюдениям за десять последних лет.1

Для типового проектирования величина нагрузки принимается по данным таблицы, но
при проектировании для определенного географического пункта величина нагрузки опреде-
ляется интерполированием.

1 Эти данные содержатся в Климатологическом справочнике, выпуски: 1-й и 2-й, изд. 1931 н
1932 гг. Главной геофизической обсерватории.

Утвержден Всесоюзным комитетом по стандартизации прн CTO 26/ХП 1932 г., в качестве обяза-
тельного при составлении проектов, начатых разработкой после 1/VII 1933 г.
СНЕГОВАЯ НАГРУЗКА	ОСТ 4535/3

2.	Для открытых местностей, подверженных частым зимним ветрам значительной силы
(со скоростью 12 м1сек и выше),1 препятствующим отложению снега на крышах, указанные
в § 1 нагрузки снижать на 50%, но не ниже 25 кг/м2.

3.	Для мест, закрытых от ветра растительностью, постройками или рельефом местности,
снеговые нагрузки увеличивать на 25%.

4.	В случае примыкания к покрытию высокой вертикальной поверхности следует учиты-
вать возможность образования снегового отложения треугольной формы. Высоту такого отло-
жения принимать равной высоте стены, но не более учетверенной высоты снегового покрова
на земле (4 А). Объемный вес рыхлого снега принимать в 100 кг в 1 м3 (приложение —
черт. 1).

5.	Для сложных профилей покрытий, как-то: кровель с трапецеидальными или прямо-
угольными фонарями, с неодинаковой высотой отдельных частей, многопролетных цилиндриче-
ских кровель и т. п. следует учитывать возможности образования снеговых отложений в пони-
женных частях покрытия за счет сдувания снега с повышенных частей. При этом снеговая
нагрузка повышенных частей уменьшается на 50%, но принимается не ниже 25 кг/м,2. Эти
50% переносятся в виде дополнительной равномерно распределенной нагрузки по одну сторону
от оси пониженной части перекрытия.

В том случае, если повышенная часть имеет вогнутый профиль, снижение нагрузки повы-
шенной части не производится, но для пониженной части принимается дополнительная нагрузка
в 50% (черт. 2—5).

6.	Расчет на снеговую нагрузку покрытий с двускатными и криволинейными очертаниями
ведется в двух вариантах загрузки: 1) полной равномерной загрузки по всему пролету и
2) односторонней нагрузки полупролета.

7.	При проектировании бесчердачных крыш, рассчитанных на подтаивание снега, нагрузки
снижать сообразно с расчетным тепловым режимом, а именно:

а)	при покрытиях с полутеплой кровлей (с термическим сопротивлением от 1,10
до 0,75) при воутренней температуре 15° и выше 2/з высоты помещения, снеговые
нагрузки снижать на 50%;

б)	при холодной кровле (с термическим сопротивлением ниже 0,75) и тепловыде-
лением свыше 800 кал. в 1 час на 1 м2 горизонтальной проекции крыши, снеговые
нагрузки снижать на 75%;

в)	помимо того, в этих случаях делать обязательную поверку напряжений на
полную снеговую нагрузку без учета подтаивания, причем допускаемые напряжения
в элементах перекрытия увеличивать на 35%.

8.	При снижениях снеговые нагрузки не должны уменьшаться ниже 25 кг на 1 м2 гори-
зонтальной проекции крыши.

СХЕМЫ

снеговых нагрузок на крышах сложных профилей (к § 4 и 5)

1 Значения скорости принимаются средиемаксимальные по данным ближайших метеорологических
пунктов.

Скорость 12 м/сек соответствует 7 баллам шкалы Бофорта; при этой скорости раскачиваются
большие ветви деревьев н тонкие стволы.
	СНЕГОВАЯ НАГРУЗКА	ОСТ 4535/3

iWinillJIIIf!

...............................

_l 1

Qi = 0,65 k I нг/пог. м

Q1 = 0,35 k I кг/пог. м

Q = Qi + Qs == k I кг/пог. м

Черт. 2

Qi □= 0,65 k I кг/пог. м

Qa = 0,35 k l кг/пог. м

Q = Qt Q, = k l кг/пог. м

'WVWWA

Черт. 3

L



111Я11111М111Ш111|Д||

IllltlUillltUIHUl

Qt = 0,5 k li

Qz — 0,5 k (Zj 4~ У

Qt = 0,5 k Z9

Q = Qi Ч- Qt ~b Qa = k (Zi 4- кг/пог. м



Черт. 4

Qx = kh

Qa = 0,5 k (h + Q

Qt = 0,5 k li

Q = 0,5 Qi 4- Q2 4- Qt = k 4- Z,) кг/пог. м

Для крыш сложных профилей значения к берутся нз таблицы § 1 наибольшие, соответствующие
уклону в 20—30° прн данной толщине снегового покрова на земле Л, т. е. йшах = 1,6 Л.
СНЕГОВАЯ НАГРУЗКА	ОСТ 4535/3

ВЫБОРКИ ИЗ КЛИМАТОЛОГИЧЕСКОГО СПРАВОЧНИКА ПО СССР
ВЫПУСК 1-й 1932 г., выпуск 2-й 1931 г.

Наибольшая высота снегового покрова в см по наблюдениям за ряд лет

Станция	Координаты			Высота сне- гового по- крова в см	Годы наблюдений
	широта	долгота	вы- сота в м		
Северный край					
Пустозерск		67°35'	52°11'	13	72	1893—1895, 1897—1903, 1905-1906,
Моржовец 		66°46'	42°25'	20	56	1907—1908, 1-909-1914  1891—1915
Жижгин		62 12	36 49	27	61	1891-1915
Соловец 			65 1	35 45	14	55	1891—1915
Жужмуй		64 40	35 36	27	66	1891—1904, 1905—1908, 1909-1910,
Онега		63°54'	38° 7'	8	59	1911-1915  1891-1896, 1897—1915
Патракеевская		64 59	40 27	2	68	1896—1909
Архангельск		64 35	40 36	6	68	1891—1895, 1896-1915
Ннжне-Койдокурское .	64 15	41 20	9	69	1892—1907, 1908—1909, 1910—1915
Усть-Вашка		64 46	46 16	35	68	1897-1902, 1904—1905, 1906-1912
Венденга 		63 30	48 4	82	64	1893-1913
Глотово 		63 34	49 35	105	61	1892—1915
Щугор		64 16	57 34	76	95	1895—1908, 1910-1911, 1912—1913
Троицко-Печерское . .	62 42	56 13	123	78	1892—1907, 1910—1915
Межадор :		61 9	50 20	120	67	1891-1904
Кажимское 		60 20	51 33	150	62	1891-1915
Объячево		60 14	49 31	140	62	1905-1915
Заяче-Ростовское . . .	60 57	43 11	100	64	1892-1915
Тотьма 		59 58	42 45	136	63	1891-1915
Щулево		59 59	42 18	120	57	1899-1915
Кептур		59 58	43 44	120	64	1892-1900, 1901-1905, 1908—1913
Ленинградск. обл.					
Териберка 		69°Ю'	35° 8'	5	54	1899-1913
Имандра (Хибниы) . . .	67 44	33 2	130	80	1900-1904, 1906-1915
Усть-Ижора		59 48	30 36	10	28	1891—1892, 1893—1915
Слуцк 		59 41	30 29	40	43	1891-1915
Ленинград 		59 56	30 16	5	—	сведений не имеется
Кра колье		59 39	28 17	10	32	1903-1915
Кикерино		59 28	29 38	132	43	1901-1915
Путилове		59 52	31 26	70	42	1891—1913
Паньково 		59 52	31 47	40	49	1895-1911
Верола 		60 2	31 45	60	45	1891—1894, 1895-1915  1896-1915
Воскресенское ....	59 51	32 54	50	53	
Ковжиискнй завод . . .	60 25	37 7	130	54	1899—1913, 1914—1915
Вашим 		60 18	37 55	120	58	1896—1915
Иньково		60 17	38 12	150	63	1900—1915
Кириллов 		59 52	38 23	121	56	1891-1903, 1907-1910, 1911—1915
Никольское		59 24	35 55	137	57	1896—1899, 1901—1915
Белавиио		58 34	33 53	200	57	1891—1908
Медведеве		57 53	34 6	160	51	1891—1907, 1913-1915
Валдай 		57 59	33 15	189	56	1891—1895, 1896—1915
Веребье 		58 39	32 42	116	52	1897—1915
СНЕГОВАЯ НАГРУЗКА

ОСТ 4535/3

	Координаты			V • х о ъ о с	
Станция		—	ВЫ-	” ° « о « °	Годы наблюдений
	широта	долгота	сота в м	й О и О В. И u SS	
Новгород		58°33'	31°14'	28	40	1891—1903, 1904-1908
Луга	•	58 44	29 53	55	36	1891-1900, 1901—1915
Гдов		58 44	27 50	40	26	1891-1893, 1895-1915
Остров		57 20	28 21	60	30	1891—1902, 1905—1913, 1914—1915
Карельская АССР					
Морская Масельга . . .	63° 6'	34°55'	120	52	1898—1915
Пудожская гора ....	62 20	35 55	170	62	1891-1896, 1898-1899, 1902-1909,
					1910—1914
Западная область					
Андрошково		56°40'	30° 3'	170	32	1898—1904, 1906—1915
Большая Коща ....	56 45	33 34	210	44	1891—1909
Веретье 		56 44	34 10	200	46	1894-1913, 1914—1915
Старица		56 31	34 57	179	44	1891-1907
Оносово ........	55 38	33 52	200	42	1891-1915
Вырубово 		55 22	34 49	250	54	1897—1898, 1899-1915
Вязьма		55 13	34 18	232	53	1891—1892, 1893-1910
Велиж		55 37	31 12	170	39	1896-1915
Тяполово 		55 20	32 15	180	47	1891-1915
Фленово		54 40	32 11	199	41	1896-1915
Княжое		54 23	32 13	180	37	1897-1915
Рославль 		53 56	32 53	200	37	1891-1915
Закрутое 		54 9	33 58	200	44	1895—1915
Подкопаеве		54 28	35 26	230	41	1896—1912
Жиздра		53 45	34 44	190	42	1894-1898, 1899—1901, 1903—1915
Брянск		53 15	•34 22	170	33	1891—1915
Алтухове 		53 33	36 10	200	39	1894-1906, 1907-1912, 1913-1915
Новозыбков		52 32	31 56	170	25	1891-1915
Московская обл.					
Лесоклинский погост . .	58° 2'	36О45'	170	53	1896—1900, 1901—1915
Бежецк • 		57 47	36 40	142	48	1896—1907, 1908—1909, 1910—1915
Кашин . 			57 22	37 37	100	50	1895-1915
Максатиха		58 48	35 56	135	48	1891 — 1906, 1908—1909, 1910-1911
Вышний Волочек . . .	57 35	34 34	167	47	1891—1915
Видогощн		56 42	36 23	130	44	1900—1915
Подсолнечная		56 11	36 59	180	45	1897-1915
Москва		55 50	37 33	167	48	1894-1915
Можайск	55 30	36 1	210	43	1891—1899, 1909—1913, 1914—1915
Степановское 		55 21	38 18	130	45	1892-1915
Елатьма 		54 58	41 45	140	56	1891-1915
Борки 		54 37	41 10	100	43	1893—1913
Исады		56 4	45 7	90	48	1891—1915
Рязань v		54 38	39 45	109	46	1891—1892, 1893—1907, 1910-1915
Венев	:	. .	54 21	38 17	226	43	1891-1914
Лихвинское лесничество	53 54	36 11	158	37	1898-1905, 1906—1915
Скуратове		53 34	37 0	254	38	1892-1915
Борки 		53 56	41 51	120	43	1891—1915
Гремячка 		53 29	39 31	157	44	1891-1915
СНЕГОВАЯ НАГРУЗКА	ОСТ 4535/3

Станция	Координаты			Высота сне- гового по- крова в см	Годы наблюдений
	широта	долгота	вы- сота в м		
Ивановская промы-					
шлейная область					
Глебово 		58° 1'	38’27'	130	55	1891—1912
Вахтнно		58 10	39 56	162	52	1891-1915
Вятские поляны ....	57 52	40 16	60	57	1894—1914
Буй		58 29	41 32	100	57	1901-1915
Чухлома 		58 45	42 42	190	63	1894-1913
Парфентьев		58 29	43 25	115	60	1892—1905, 1907—1910
Юрьевец		57 19	43 7	75	53	1899-1915
Кинешма 		57 27	42 10	120	58	1891—1915
Родники 		57 6	41 44	160	57	1892—1909, 1910—1915
Иваново-Вознесенск . .	57 1	40 58	130	59	1891—1912
Сима		56 41	39 34	150	52	1893-1897, 1899—1915
Владимир 		56 8	40 25	144	44	1891-1910, 1912-1915
Ковров 		56 23	41 18	92	46	1891—1915
Горьковский край					
Муром		55’35'	42’ 4'	120	53	1891—1905, 1906—1910
Васильева слобода . . .	56 45	43 17	70	55	1899—1915
Горький (Н.-Нов.) . . .	56 20	44 0	152	51	1891—1904, 1905—1915
Семенов 		56 47	44 30	100	52	1891 — 1915
Какино 		55 11	44 53	100	54	1891—1915
Киягинин 1		55 49	45 2	190	49	1893-1915
Курмыш 		55 50	46 5	81	52	1895-1902, 1903—1915
Мариинский посад . . .	56 8	47 45	80	50	1891—1910
Козьмодемьянское . . .	57 58	49 12	150	77	1891—1908, 1909-1914
Вятка		58 36	49 41	181	71	1891-1895, 1897—1898, 1899-1906,
					1907-1915
Нолинск		57 33	49 57	83	70	1892-1902, 1909-1914
Уржум 		57 7	50 1	95	59	1891-1892, 1898—1914
Слободской 		58 44	50 12	156	70	1891-1901, 1903-1915
Татарская АССР					
Казань		55°44	49’10'	79	60	1891—1915
Мензелинская школа . .	55 39	53 5	80	58	1894-1906, 1910-1915
Заинек 		55 19	52 4	80	57	1893-1901, 1908—1915
Средне-Волжский край					
Темников 		54’38'	43’12'	100	54	1891—1902, 1904-1908
Пенза		53 13	44 57	219	48	1891-1894, 1895—1897, 1908—1915
Аодатов		54 51	46 14	140	51	1895-1902, 1903—1904, 1906—1915
Промзнно-Городище . .	54 29	46 44	ПО	49	1891-1915
Карсун 		54 12	47 0	150		1894-1908
Чилим 		54 38	47 20	115	50	1891-1915
Рождественно		53 14	50 4	20	4Я	1897-1915
Неплюево 		53 14	51 51	65		1891-1913, 1914—1915
Новый Кувак 		54 28	51 53	150	55	1898-1915
Бузулук 		52 47	52 16	69	О/	1891—1904, 1905-1911
Ключевский хутор . . .	53 42	55 40	180	□о	1893-1915
Оренбург 		51 45	55 6	114	4 о	1891—1914
Орск		51 12	58 33	195	50  30	1894-1915
СНЕГОВАЯ НАГРУЗКА	ОСТ 4535/3

Станция	Координаты			ьысота сне- гового по- крова в см	Годы наблюдений
	широта	долгота	вы- сота в м		
Нейтрально-Чернозем-					
ная область					
Сковороднево 		51’51'	34’55'	220	28	1892—1915
Уютное	  .	52 2	35 5	159	30	1896-1898, 1899—1915
Троена		52 27	35 51	220	38	1895-1915
Орел		52 58	36 4	176	36	1891—1907, 1908-1914
Белгород		50 36	36 35	• 128	16	1891—1915
Богороднцкое 		51 10	37 21	221	36	1891—1892, 1893—1915
Синие Лиляги		51 23	38 29	220	24	1891—1908, 1909—1913
Задонек 		52 23	38 55	210	38	1892—1906, 1908—1914
Острогожск		50 52	39 5	154	24	1891-1893, 1894-1915
Дайков 		53 15	39 9	162	37	1891—1898, 1899—1911
Высокое 		50 29	39 12	200	32	1892—1910
Лизиновка		50 7	39 29	200	22	1892—1899, 1900—1901, 1903—1915
Липецк 		52 37	39 36	112	42	1891-1901, 1902-1915
Павловск		50 27	40 6	88	28	1893-1901, 1902-1906, 1907—1915
Бутурлиновка		50 50	40 36	150	30	1893-1915
Зиаменское-Кариан . .	52 15	41 18	120	40	1892—1915
Тамбов	.	.	52 44	41 28	130	46	1891-1910, 1911—1912
Калиновский хутор . .	51 10	41 37	125	32	1891—1904, 1911—1915
Моршанск 		53 26	41 50	114	41	1892—1894, 1895—1897, 1900—1914
Нижне-Волжский край					
Петровск		52’19'	45’24'	180	46	1895—1898, 1901—1912, 1913-1915
Ивановка		51 58	44 55	230	36	1891—1915
Пады		51 42	43 14	167	48	1891—1915
Саратов 		51 32	46 3	60	40	1891—1915
Малый Узень		50 31	47 37	39	14	1891-1915
Алексеевская		50 18	42 11	70	22	1891—1896, 1899—1914
Усть-Медведицкая . . .	49 35	42 45	91	15	1892-1894, 1896—1902, 1903-1913
Кременская		49 28	43 28	60	16	1894—1915
Трех-Островяиская . . .	49 5	43 56	40	20	1892-1898
Донская		48 42	43 30	37	19	1891—1912
Потемкинская		47 59	43 1	20	17	1894—1915
Дубовка		49 3	44 50	15	17	1891—1915
Сталинград		48 42	44 31	24	22	1891-1898, 1902-1915
Кара гачев		49 33	45 10	20	20	1892-1915
Ахтуба		48 18	46 9	5	13	1891—1915
Оранжерейный промыс.	45 51	47 34	20	3	1896-1915
Северо-Кавказский					
край					
Каменск 		48’20'	40°16'	58	7	1904—1915
Александровск-Грушевск	47 43	40 14	23	8	1896—1897, 1899-1900, 1901—1902,
					1903-1915
Новочеркасск		47 25	40 6	8	7	1891-1893, 1897—1915
Ростов на Дону ....	47 13	39 43	48	10	1891-1909
Троицкое 		47 19	38 54	40	7	1891-1910
Таганрог		47 12	38 57	35	6	1891-1915
Елисаветовка 		46 39	38 54	J0	5	1891—1904, 1906-1907, 1909—1911
	СНЕГОВАЯ НАГРУЗКА	ОСТ 4535/3

	Координаты			1 сне- по- в см		
Станции				g О „ о - 2	Годы наблюдений	
			Вы-			
	Широта	Долгота	сота в м	я ® ° 3 О О. CQ u sc		
Краснодар		45° 2'	38°56'	34	6	1891—1903. 1904-1915	
Тихорецк 		45 51	40 5	83	4	1896-1907	
Хуторок 		45 7	41 1	163	10	1892-1894, 1897—1911,	1912—1915
Кабардинская 		44 30	39 30	240	13	1891—1892, 1893—1896,	1897—1898,
					1899—1901, 1907-1915	
Майкоп 		44 36	40 5	230	10	1891-1894, 1895—1900,	1903—1907,
					1910—1915	
Ставрополь 		45 3	41 59	575	16	1891-1898, 1903-1915	
Елисаветпольский пос. .	44 19	39 18	400	22	1897-1911, 1912-1914	
Алексаноровское . . .	44 43	43 1	240	6	1893-1898, 1899-1915	
Железноводск		44 8	43 2	629	8	1891—1894, 1895-1915	
Пятигорск		44 3	. 43 5	498	7	1891-1898, 1900-1903,	1904-1905,
					1906-1915	
Ессентуки 		44 2	42 51	614	10	1891-1915	
Моздок		43 44	44 40	150	10	1892-1915	
Алагир		43 3	44 14	625	13	1895-1899, 1900—1902,	1905—1915
Владикавказ ......	43 2	44 41	679	8	1891-1903, 1904—1915	
Ларс		42 48	44 38	1068	11	1895-1897, 1900-1901,	1902-1903,
					1908-1911, 1912-1915	
Балта 		42 56	44 38	823	7	1895-1904, 1907-1910,	1912-1915
Нижний Заромак . . .	42 43	43 58	1730	25	1895-1915	
Хойская казарма ....	42 46	46 8	1615	29	1895—1896, 1898—1908,	1909-1910,
					1911—1915	
Карачай 		43 26	41 45	1280	25	1895-1906	
Хумара 		43 50	41 54	550	6	1895-1906, 1909-1915	
Дагестанская АССР  Хасав-Юрт ......	43° 16'	46°36'	823	9	1892-1893, 1894-1901	
Махач-Кала		43 0	47 30	32	5	1897—1899, 1900—1915	
Буйнакск		42 49	47 7	475	4	1891-1892, 1906—1907,	1908-1915
Дербент 		42 4	48 18	— 8	4	1892—1896	
Леваши		42 27	47 20	1160	4	1891—1894, 1895-1908	
Гуниб 		42 23	46 58	2325	5	1900—1915	
Крымская АССР  Тархавкут 		45°21'	32°30'	4	2	1893-1899, 1900-1901, 1911—1915	1903—1910,
Евпатория		45 9	33 15	6	2	1891—1898, 1902—1904,	1906-1912
Тотайкой		44 54	34 11	314	4	1891—1915	
Верхняя Аутка ....	44 29	34 9	150	4	1895—1915	
Айтодор .....	44 25	34 7	82	2	1891—1911	1904-1911
Алушта		44 41	34 25	26	4	1894—1897, 1898-1903, 1891-1896, 1907-1911	
Кыз-Аул		45 4	36 23	39	2		1904—1905,
Катерлес 		45 24	36 27	105	2	1891-1895, 1896-1903, 1906-1910	
Белорусская ССР  Новое-Королево ....	55° 9'	30°28'	236	40	1891—1915	
СНЕГОВАЯ НАГРУЗКА	ОСТ 4535/3

Станции	Координаты			Высота сне- гового по- крова в см	Годы наблюдений
	Широта	Долгота	Вы- сота в м		
Хотаевичн 		54’26'	27’45'	200	22	1894—1913
Латыголнчи		54 37	28 45	200	28	1893-1901, 1902-1905, 1907-1914
Борисов 		54 15	28 30	166	27	1891—1914
Столбцы		53 28	26 44	130	14	1891—1897, 1899—1900, 1902—1903,
Минск		53 54	27 33	225	26	1904-1906, 1907—1910, 1912—1914  1891—1904, 1909—1915
Орша		54 31	30 27	188	32	1891—1911
Горкн 		54 17	30 59	206	42	1891—1898, 1899-1915
Марьина Горка ....	53 32	28 8	176	18	1895—1915
Бобруйск 		53 8	29 15	163	17	1892-1896, 1897-1899, 1900—1915
Новая Ельня		53 23	31 14	170	27	1891—1914
Лучицы 		52 27	28 49	120	19	1899—1915
Гомель 		52 26	31 1	135	27	1891—1915
Василевичи 		52 16	29 48	140	21	1891—1895, 1896-1915
Украинская ССР .					
Каменец-Подольск . . .	48’40'	26’34'	229	11	1891—1915
Шепетовка		50 10	27 7	250	13	1891-1908
Староконстантинов . . .	49 45	27 13	269	12	1892-1907
Ялтушков	  Голодькн 		48 59  49 31	27 29  27 59	312  240	16  15	1891—1895, 1896—1915
Большая Жмеринка . .	49 6	28 8	200	16	1896-1898, 1899—1915
Лука-Мелешковская . .	49 10	28 30	270	10	1893-1915
Бердичев .......	49 54	28 35	310	12	1891—1915
Житомир		50 15	28 40	223	16	1895-1896, 1902-1915
Крыжополь ......	48 29	28 48	290	11	1892—1896, 1897—1915
Немиров 		48 58	28 50	275	11	1891—1900, 1901—1905, 1910—1915 1910—1915
Казатнн 		49 43	28 52	292	14	1891-1915
Большая Черниговка .	51 16	28 56	80	15	1891-1911
Куна		48 47	29 21	160	8	1891-1914
Малая Ростовка ....	49 14	29 22	260	12	1891—1906
Соловьевка		50 12	29 33	190	12	1897—1915
Ананьев 		47 43	29 57	95	7	1891—1915
Гофнугсталь		47 9	30 7	150	4	1891—1892, 1893—1904, 1905-1913  1891-1894, 1895—1896, 1900—1913
Умань 		48 45	30 13	216	11	
Васильков 		50 11	30 19	185	12	1891—1903, 1913—1915
Одесса (уннверснт.) . .	46 29	30 44	65	4	1896—1915
Любеч		51 43	30 40	120	24	1896-1915
Курисово-Покровское .	46 58	30 54	13	4	1891—1913, 1914—1915
Корсунь 		49 25	31 16	150	8	1891-1910, 1911-1913
Мартыновка 		49 38	31 18	104	9	1898-1915
Шпола		49 0	31 23	156	11	1892-1905, 1906-1909
Ваганнчи		52 1	31 27	158	30	1891-1915
Кобыжча		50 49	31 29	150	20	1891-1915
Ново-Украннка ....	48 19	31 32	173	9	1891—1893, 1894—1895, 1896—1913
Згуровка 		50 30	31 46	138	16	1891-1904, 1909-1915
Николаев		46 58	31 58	20	5	1891—1915
Черкассы		49 27	32 4	80	11	1899—1915
Кирове 		48 31	32 17	123	7	1891—1915
	СНЕГОВАЯ НАГРУЗКА	ОСТ 4535/3

Станции	Координаты			Высота сне- гового по- крова в см	Годы наблюдений
	Широта	Долгота	Вы- сота в м		
Волынские хутора . . .	51°41'	32°26'	160	25	1898—1915
Новый Буг 		47 42	32 31	100	8	1891-1893, 1895-1905, 1907—1915
Леляки		50 20	32 32	105	18	1891—1894, 1895—1908
Шаповаловка		51 15	32 36	130	25	1891—1913
Знаменка		48 48	32 36	199	11	1892—1915, 1891—1915
Херсон 		46 38	32 37	15	5	1891-1894, 1896-1908, 1909-1914
Сагайдак		47 53	32 38	97	8	1894-1897, 1900-1910, 1911-1914
Малый Самбор ....	51 61	33 41	150	25	1894-1912
Гейковка 		48 0	33 8	105	7	1891-1900, 1902-1905, 1906—1908
Лохвица 		50 22	33 16	ПО	18	1909—1911  1893-1901, 1902—1915
Каховка 		46 49	33 28	20	4	1891-1915
Шостка		51 52	33 30	156	30	1892—1905, 1906—1915
Миргород		49 58	33 37	100	13	1891-1906, 1910-1915
Савенков хутор ....	50 59	34 20	150	16	1891—1897, 1899—1915
Полтава		49 35	34 34	160	11	1891-1915
Опошня		49 57	34 36	180	19	1899—1915
Грунь 		50 15	34 38	190	18	1891-1905, 1906-1907
Геническ 		46 11	34 50	14	2	1891—1909, 1910—1915
Ахтырка		50 18	34 54	120	21	1891—1908
Джекенлынская дача . .	46 56	35 30	20	3	1900-1904 1905-1906, 1909—1910,
Синельниково 		48 20	35 32	181	10	1911—1915  1892—1896, 1897-1909, 1910-1915
Кирнлловка		59 52	38 23	121	16	1891—1909, 1910-1915
Харьков (Дергачи) . . .	50 4	36 9	123	19	1891-1909, 1910—1911
Юрьевка		46 57	36 17	80	3	1891—1893, 1894-1910
Лозовая		48 55	36 19	182	9	1891—1915
Бердянск (маяк) ....	46 38	36 46	6	4	1891—1893, 1894—1898, 1899—1907,
Белосарайск (маяк) . .	46 53	37 20	3	5	1909-1913, 1914-1915  1892—1903, 1904—1915
Мариупольское лесниче- ство 		47 39	37 30	266	18	1899-1907, 1908-1910
Новониколаевская . . .	47 6	38 4	30	7	1891—1892, 1893-1915
Андриаиовка 		49 44	38 14	150	20	1892-1908
Лисичанск		48 53	38 34	170	11	1892—1894, 1895-1915
Луганск		48 35	39 20	45	10	1892-1915
Деркульскоелесничество  № 1		49 3	39 48	155	12	1899-1915
Стрельцовский завод .	49 19	39 55	120	11	1895—1896, 1897—1909, 1910—1915
Алексеевская 		49 11	31 49	177	11	1891—1902, 1903—1915
Уральская область					
Сургут		61 15	73 24	48	80	1891—1915
Вильгорт		60 34	56 29	150	82	1892-1894, 1895-1915
Луньевка		59 12	57 40	250	84	1891-1911
Бисер		58 31	58 49	463	83	1891—1915
Пермь 		58 1	56 16	163	65	1891—1915
Красноуфимск		56 38	57 41	239	70	1891-1915
Ижевский завод ....	56 50	53 12	100	70	1897—1915
		СНЕГОВАЯ НАГРУЗКА						ОСТ 4535/3	
									
	Станция		Координаты			Высота сне- гового по- коова в см	Годы наблюдений		
			Широта	Долгота	Вы- сота в м				
	Никито-Ивдель . . . .  Богославск 	  Верхотурье ......  Нейво-Алапаевский за- вод 	  Талицкий завод . . .  Свердловск	  Уфалей	  Златоуст 	  Дубровна	  Тобольск	  Вознесенская	  Сибирский край  Туруханск 	  Тара	  Молчанове 	  Томск 	  Новосибирск	  Камень 	  Боровые озера .... Алтайское	  Кузнецк	  Верхне-Суэтук	  Ачинск 	  Енисейск 	  Троицкое 	  Тайшет	  Братск	  Илимск 	  Киренск	  Благовещенский прииск Знаменское 	  Иркутск	  Автономная Казанская ССР  Уральск	  Эмба	  Уркач	  Казалннск .'	  Семипалатинск			60°40' 59 45 58 52  57 51  57 0  56 50  56 3  55 10  57 11  58 12  54 39  . 65°47'  56 54  57 35  56 30  55 2  53 43  51 45 -  52 0  53 46  53 29  56 19  58 27  57 13  55 54  56 4  56 46  57 47  58 10  54 34  52 16  5Г12' 48 49 51 18  45 46  50 24	60°23' 60 1  60 47  61 41  63 44  60 38  60 16  59 41  66 37  68 14  68 46  88° 4'  74 23  83 48  84 58  82 54  81 31  80 20  85 22  87 11  92 26  90 29  92 11  94 58  97 30  101 50  103 51  108 7  114 19  104 45  104 19  51°22'  53 13  62 50  62 6  80 13	160 191  112  100  97 282 342 458  70 100  80  34  73 105 123 107  130 190  500 207 480 226  81  163 318 234 280  257  490 470  468  37 234 238  67 201	61  67  56  54  48  42  56  78  52  58  49  109  65  64  56  47  46  47  48  49  29  54  76  61  43  43  48  46  67  35  22  44  29  24  9  42	1894-1895, 1897—1915  1891—1915  1891-1915  1894-1915  1891—1915  1891—1915  1897—1913  1891-1915  1895-1915  1897-1904, 1905—1915  1897-1898, 1899-1914  1892—1895, 1896-1897, 1903—1904,  1906-1907, 1908-1911  1895—1908, 1909—1915  1894—1915  1894—1915  1898—1905, 1906—1915  1894-1915  1894—1908  1901-1915  1894—1915  1893—1904, 1907  1894-1895, 1896—1914  1900-1906, 1908—1909, 1911—1912,  1914—1915  1899—1901, 1902—1915  1905-1915  1892-1898, 1901-1908, 1911-1915  1901-1915  1892-1915  1891-1915  1901-1915  1891—1915  1891-^1905, 1906-1910  1907-1915  1891—1896, 1897—1898, 1899—1905,  1906—1907  1891—1915  1897-1905, 1909—1915		
									
СССР
Совет труда и
обороны

Всесоюзный комитет
по стандартизации

Черные прокатные металлы

СОРТАМЕНТ

КРУГЛОЕ ЖЕЛЕЗО

ОСТ 8

Разработай Постоянным советом но делам сортамента прн ГУМП —> ВСНХ СССР.

Диаметр		Площадь поперечного сечения в мм*	Вес погонного метра в кг	Диаметр		Площадь поперечного сечения в мм2	Вес погонного метра в кг
В мм	В дюй- мах			В мм	В дюй- мах		
8		50	0,39 0,56		1Т/2	1 140	8,95
—	3/8	71		39		1 195	9,38
10		79	0,62	—	l5/s	1337	10,50
11		95	0,75	42		1385	10,88
12		113	0,89	45		1590	12,48
—	’/г	127	1,00	48		1 810	14,21
14		154	1,21	—	2	2 027	15,91
15		177	1,39	52		2 124	16,67
16		201	1,58	56		2 463	19,33
17		227	1,78	60		2 827	22,20
18		254	2,00	65		3318	26,05
19		284	2.23	70		3 848	30,21
20		314	2.46	75		4 418	34,68
21		346	2,72	80		5 027	39,46
22		380	2,98	85		5 675	44,54
24		452	3,55	90		6 362	49,94
—	1	507	3,98	95		7 088	55,64
27		573	4,49	100		7 854	61,65
—	1’/8	642	5,04	110		9 503	74 60
30		707	5,55	120		И 310	88,78
—		792	6,22	130		13 273	104,19
33		855	6,71	140		15 394	120,84
36		1018	7,99	150		17 672	138,72

Допуски:

А. В диаметре I. Для железа обычной точности прокатки: а) в разных сечениях стержня: 1. Для
диаметров от 8 до 20 мм включительно i 0,5 мм. 2. Для диаметров свыше 20 мм±3%. б) В одном
сечении (овальность). 1. Для диаметров от 8 до 20 мм — включительно 0,5 мм. 2. Для диаметров свыше
20мм-3%.

II. Для железа повышенной точности прокатки: а) в разных сечеинях стержня: 1. Для диаметров
от 8 до 30 мм — включительно ± 0,3 мм. 2. Для диаметров свыше 30 до 52 мм ± 0,5 мм. б) В одном
сечеиин (овальность):!. Для диаметров от 8 до 30 мм — включительно 0,3 мм. 2. Для диаметров свыше
30 до 52 мм — 0,5 мм.

Б. В длине (для I и II) 1. До 4 м включительно + 50 мм. 2. Свыше 4 .и |-100 мм.

Примечание. Впредь до перехода на метрическую резьбу для изготовления черных болтов
дюймовой резьбы допускается в прокате также круглое железо, размеры кото-
рого приведены в таблице в дюймах.

Утвержден 16 июля 1926 г. Комитетом по стандартизации при Совете труда и обороны, как обя-
зательный с 1 октября 1928 г.
175

ПРИЛОЖЕНИЕ 9

Несоблюдение Обязательных стандартов карается лишением сводопы пп -» _ (постановление ЦИК СССР от 23/XI 1929 г.; ст. 128-6 Уг. Код. РСФСР).	СССР  Совет труда и обороны  Всесоюзный комитет по стандартизации					ОБЩЕСОЮЗНЫЙ СТАНДАРТ												ОСТ 13				
						ЖЕЛЕЗО ПОЛОСОВОЕ  СОРТАМЕНТ												—				
	ОПРЕДЕЛЕНИЕ. Полосовым железом называется железо прямоугольного сечения с острыми краями, шириной от 12 до 200 мм и с отношением толщины к ширине не более 1:2 х																					
	Ширина в мм	Толщина	(Л)	мм																				
		4	5	6	7		8	10	12	14	16	18	20	22	25	30	35		40	50	60	
		Теоретический вес погонного метра кг																				
	12 14 16 18 20 22 25  30 35  40 45  50 55  60 65  70 75  80  90  100 ПО 120 130 140 150  160 180 200  1	0,377 0,440 0,502 0,505 0,628 0,691 0,785 0,942 1,099 1,256 1,413 1,570 1,727 1,884 2,041 2,198 2,355 2,512 2,826 3.140 3,454 3,768  4,082 4,396 4,710  5,024 5,652 6,280	0,471 0,550 0,628 0,707 0,785 0,864 0,981 1,177 1,374 1,570 1,766 1,962 2,159 2,355 2,551 2,747 2,944 3,140 3,532 3 925 4,317 4,710 5,103 5,495 5,887 6,280 7,665 7,850	0,565 0,659 0,754 0,848 0,942 1,036 1,178 1,413  1,649 1,884 2,120 2,355 2,591  2,826 3,062 3,297 3,532  3 768 4,239 4,710 5,181 5,652 6,123 6,594 7,065  7,536 8,478 9,120	0,769 0,879 0,489 1 099 1,209 1,374 1,648 1,923 2,198 2,473 2,748 3,022 3,297 3,572 3,847 4,121 4,096 4,946 5,495 6,045 6,594 7,144 7,693 8,243 8,792 9,891  10,990		1,005 1,130  1,256 1,382  1,570 1,884 2,198 2,512  2,826 3,140 3,454 3,768 4,032 4,397  4,710 5,024 5,652 6,280  6,908 7,536 8,164 8,792 9,420  10,048 11,304 12,560	1,570 1,727  1,963 2,355 2,748 3,140 3,583 3,925 4,318 4,710 5,103 5,495 5,887 6,280 7,055 7,850 8,635 9,420  10,205 10,990 11,775 12,560 14,130 15,700	2,072 2,355 2,826 3,297 3,768 4,239 4,710 5,181 5,652 6,123  6,594 7,065 7,536 8,478 9,420  10,362 11,304 12,246 13,188 14,130 15,072 16,956 18,840	2,748 3,297  3,847 4,396  4,946 5,495 6,045  6,594  7,114 7,693  8,242 8,792 9,891  10,990 12,089  13,188 14,287 15,386  16,485 17,584  19,781  21,980	3,140 3,768 4,396 5,024 5,625 6,280 6,908 7,536  8,164 8,792 9,420  10,048 11,304 12,560 13,816 15,072 16 328 17,584 18,840 20.096 25,608 25,120	4,946 5,652 6,359 7,065 7,772  8,478  9,185 9,891  10,598 11,304 12,717 14,130  15,548 16,956  18,369 19,782 21,195 22,608 25,434  28,260	6,280 7,065  7,850 8,635 9,420  10,205 10,990 11,775 12,560 14,130 15,700 17,270 18,840 20,410 21,980 23,550 25,120 28,260 31,400	6,908 7,772  . 8,635 9,499  10,362 11,226 12,089 12,953 13,816 15,543 17,270 18,997 20,724 22,451 24,178 25,905 27,632 31,086 34,540	7,850 8,830  9,813 10,794 11,775 12,756 13,738 14,719 15,700 17,662 19,625 21,588 23,550 25,533 27,475 29,438 31,400 35,325 39,250	11,775 12,953 14,130 15,308 16,485 17,663 18,840 21,195 23,550 25,905 28,260 30,615 32,970 35,325 37,680 42,390  47,100	13,738 15,111  16,485 17,859 19,233  20,608  21,980  24,728  27,475  30,223  32,970  35,718  38,465  41,213 43,960 49,455  54,950		21,980 23,550 25,120  28,260 31,400  34,540 37,680 40,820  43,960 47,100 50,240 56,520  62,800	31,400  35,325  39,250  43,175  47,100  51,025  54,950  58,875	47,100  51,810	
	В стандартный сортамент входят лишь те размеры, вес которых указан в таблице.  Допуски  а)	В ширине полос: 1. Для ширины до 30 мм включ. i 1 мм.  2. ,	,	свыше 30 мм±3%.  6)	В толщине полос: 1. Для толщины до 16 мм включ. 0,5 мм.  2. „	.	свыше 16 мм + 3%.  в) В длине полос: 1. С нефрезерованиыми концами при длине до 4 м включ. -(-50 мм  2.	С нефрезерованными концами при длине свыше 4 м-}- 100 м  3.	С фрезерованными концами Ю мм  1	В виде исключения к полосовому железу причисляется железо шир. в 100 и 110 мм и толщ, в 60 мм.																					
	Утвержден Всесоюзным комитетом по стандартизации при Совете труда и обороны 16 июля 1926 г. как обязательный с 1 ноября 1928 г.																					
СССР Совет труда и обороны  Всесоюзный комитет по стандартизации	ОБЩЕСОЮЗНЫЙ СТАНДАРТ	ОСТ 14
	Сталь прокатная УГОЛЬНИКИ РАВНОБОКИЕ	Редакция 1932 г.



Несоблюдение обязательных стандартов карается лишением свободы до 2 лет
(постановление ЦИК СССР or 23/XI 1929 г.; ст. 128-6 Уг. Код. РСФСР).

Номера профилей	s Вес пог. ~ метра	Размеры мм				р Площадь % 4 профиля	Ось Х-Х		Ось Хо—Хо		Ось Уо-Уо		Ось Xj-%1	
		ь	d	R	Г		4  CMi	см	1г  -*о max см*	Ч max см	4 min с.и4	4. min  см	4.  с.и4	Расстоя- ние центра тяжести *0 см
2 1	0,89	9П /	3	3,5	1,21	1,13	0,40	0,60	0,63	0,75	0,17	0,39	0,81	0,60
2 1	1,15		4			1,46	0,49	0,58	0,78	0,73	0,21	0,38	1,09	0,64
2,5 |	1,12	25 1	3	3,5	1.2 |	1,43	0,80	0,75	1,28	0,95	0,32	0,47	1,56	0,73
	1,46		4			1,86	1,02	0,74	1,63	0,94	0,41	0,47	2,12	0,77
3 /	1,78	.4(1 /	4	4,5	!,S{	2,27	1,82	0,90	2,90	1,13	0,75	0,58	3,62	0,89
3 1	2,18		5			2,78	2,20	0,89	3,47	1,12	0,93	0,58	4,58	0,93
3,5 {	2,10	35 1	4	4,5	!.5(	2,67	3,02	1,06	4,77	1,34	1,27	0,69	5,74	1,01
	2,57		5			3,28	3,61	1,05	5,71	1,32	1,51	0,68	7,23	1,05
	2,42		4			3,08	4,60	1,22	7,26	1,53	1,93	0,79	8,53	1,13
4 j	2,97	40 I	5	5,0	1,71	3,79	5,54	1,21	8,75	1,52	2,34	0,78	10,7	1,17
	3,52		6			4,48	6,41	1,20	10,1	1,50	2,70	0,78	13,0	1,21
	2,73		4			3,48	6,60	1,38	10.5	1,74	2,68	0,88	12,1	1,26
4,5 |	3,37	45 |	5	5,0	1,7 |	4,29	8,00	1,37	12,7	1,72	3,26	0,87	15,3	1,30
	3,99		6			5,08	9,29	1,35	14,8	1,71	3,78	0,86	18,4	1,34
	3,77	J	5	5,5	1,8 |	4,80	11,2	1,53	17,8	1,92	4,61	0,98	20,9	1,42
5 I	4,47	OV s	6			5,69	13,1	1,52	20,7	1,91	5,39	0,97	25,2	1,46

Утверждеи Всесоюзным комитетом по стандартизации прн Совете труда и обороны 14 октября 1932г.
как обязательный для новых заводов с момента нх пуска, а для действующих заводов с 1 января 1934 г.
УГОЛЬНИКИ РАВНОБОКИЕ	ОСТ 14

1  И91ГИф(	U	Размеры мм				А к Ч KJ	Ось X— X		Ось Хо—Хо		Ось	zo-ro	Ось Xt—Zj	
														
О.						Se								
						О о			К	Г	/„	г		Раетояние
ЛЭ О. (D	CD О)  М 2	ь	d	R	Г	С е	^х	гх	Ао max	max	л min	Уо min	Ir •*т	центра тяжести
о  Г	кг					Г см?	см*	см	см*	см	см*	СМ	CM*	^0 СМ
	4,57	60 |	5			5,82	19,9	1,85	31,4	2,32	8,29	1,-19	35,9	1,66
6 1	5,42		6	6,5	2,2 |	6,91	23,3	1,84	36,8	2,31	9,76	1,19	43,3	1,70
	7,09		8			9,03	29,6	1,81	46,8	2,28	12,4	1,17	58,2	1,78
6,5 |	5,93	65 |	6			7,55	29,8	1,98	47,2	2,50	12,3	1,28	54,8	1,82
	7,75		8	8,0	2,7 |	9,87	38,1	1,96	60,3	2,48	15,8	1,27	73,7	1,90
	9,51		10			12,1	45,4	1,94	72	2,44	18,8	1,25	92,9	1,98
	6,89		6		•	8,78	46,7	2,31	73,3	2,89	20,1	1,51	83,9	2,06
7,5	9,03	75	8	9,0	3,0	11,5.	60,1	2,28	94,9	2,87	25,3	1,48	114	2,14
	11,1		10			14,1	72,2	2,26	114	2,84	30,3	1,47	142	2,22
	13,1		12			16,7	83,3	2,24	132	2,81	34,9	1,45	172	2,34
8 I	9,66	80 |	8	9,0	3,0 |	12,3	73,3	2,44	116	3,07	30,3	1,57	137	2,27
	11,9		10			15,1	88,4	2,42	140	3,05	36,5	1,56	172	2.35
1	11,0		8			14,0	106	2,76	168	3,46	43,6	1,77	194	2,51
	13,5	90	10	11	3,7	17,1	128	2,74	204	3,44	53,1	1,76	244	2,59
9 1	16,0		12			20,4	149	2,71	237	3,41	61,7	1,75	294	2,67
	18,4		14			23,4	169	2,69	267	3,38	71,9	1,75	345	2,74
	12,3		8			15,6	147	3,07	283	3,87	61,0	1,98	265	2,75
	15,1		10			19,2	179	3,05	284	3,85	74,9	1,97	333	2'83
10	17,9	100	12	12	4,0	22,8	209	3,03	331	3,81	87,6	1,96	402	2,91
	20,6		14			26,3	237	3,01	375	3,78	99,1	1,95	472	2,99
	23,3		16			29,7	265	2,99	416	3,75	113	1,95	542	3,06
	18,3		10			23,3	316	3,68	503	4,64	130	2,36	575	3,33
12	21,7	120	12	13	4,3	27,6	371	3,66	590	4,62	153	2,35	•693	3,41
	25,1		14			31,9	423	3,64	671	4,59	174	2,34	811	3,49
	23,4		16			36,1	474	3,62	749	4,56	199	2,34	931	3,56
	19,8		10			25,3	406	4,01	646	5,05	166	2,56	739	3,58
13	23,6	130	12	13	4,3	30,0	477	3,99	759	5,03	196	2,55	880	3,66
	27,3		14			34,7	545	3,96	866	5,00	223	2,54	1030	3,74
	30,9		16			39,3	608	3,93	967	4,96	249	2,52	1182	3,82

А. Грегор.

12
	УГОЛЬНИКИ РАВНОБОКИЕ	1  ОСТ 14

Номера профилей	R Вес пог. N метра	Размеры мм				р Площадь профиля	Ось Х—Х		Ось Хо-Хо		Ось Уо-Уо		Ось Х1—Х1	
		ь	d	R	Г		1х  CMi	см	Xq max см^	max  см	!У min CMi	ГУо min  см	Jr •♦Г  СЛ*	Расстоя- ние центра тяжести *0 СМ
	27,4		12			34,9	745	4,62	1186	5,83	305	2,96	1347	4,15
	31,7		14			40,4	857	4,60	1358	5,80	356	2,97	1577	4,22
15 	36.0	150	16	15	5,0 	45,8	961	4,58	1522	5,77	399	2,95	1808	4,30
	40,1		18			51,1	1060	4,56	1679	5,73	440	2,94	2041	4,38
	44,3		20			56,4	1154	4,52	1880	5,70	478	2,91	2275	4,46
18 (	38,3	180	14	1 ч	5,0 |	48,8	1515	5,57	2405	7,03	625	3,58	2721	4,97
	43,5		16			55,4	1704	5,55	2705	7,00	703	3,56	3117	5,05
	48,7		16			62,0	2355	6,17	3755	7,79	954	3,93	4264	5,55
90	54,4	200	18	18	6,0	69,3	2619	6,15	4165	7,77	1074	3,93	808	5,62
	60,1		20			76,5	2868	6,13	4560	7,74	1175	3,92	5355	5,70
	71,3		24			90,8	3349	6,07	5313	7,66	1384	3,90	6456	5,85

Допускаемые отклонения:

1. По ширине полок:	>

при ширине до 50 мм......................± 1 мм

,	,	св. 50........................i 2%

2. По толщине полок:

при ширине	полок до 50	ММ	вкл			. . . . ± 0,5 мм
 —	, от 60	»	до 75 мм . . . .	. . . . ± 0,75 .
И	В	.	. 80	и	-100		. . . . -|-0,75— 1 мм
	„	.120	-	.150		. . .	1 — 1,25 .
3. По длине угольников:	„ св. 150	мм		... -1- 1,25 — 1,5 мм

с нефрезерованнымн концами длиной до 4 мм. . . .	50 мм

.	.	.	. св. 4............+100 „

с фрезерованными концами........................-(-10	,

По спецзаказам для судостроения может оговариваться допуск ио весу — 59*.

Примечание. Измерение толщины и ширины полок должно производиться на расстоянии
700 мм от конца угольника.
СССР Совет труда и обороны  Всесоюзный комитет по стандартизации	ОБЩЕСОЮЗНЫЙ СТАНДАРТ	ОСТ 15
	Сталь прокатная УГОЛЬНИКИ НЕРАВНОБОКИЕ	Редакция 1932 г.



несоблюдение обязательных стандартов карается лишением свободы до 2 лет
(постановление ЦИК СССР от 23/XI 1929 г.; ст. 128-6 Уг. Код. РСФСР)

U

Номера профилей	R Вес погон- ~ ного метра	Размеры мм					g Площадь профиля	Ось Х-Х		Ось  Y—Y		Ось Xt-Xx		Ось Vi-Vt		Ось -U		
		в	ь	d	R	Г		1л.  см*	гх  см	1У см*	{У  СМ	{у. см*	Расстояние с центра тяж.	min  см*	ц Расстояние ® центра тяж.	1и  П11П см*	Г min см	Угол накло- й на осн
	1,12  1,46			з		1,2{	1,43  1,86	1,27	0,94'	0,45	0,56	2,69	1,00	0,82	0,51	0,26	0,43	0,430
3/2 {		30	20|	4	3,5			1,61	0,93	0,56	0,55	3,61	1,04	1,12	0,55	0,34	0,43	0,422
	2,26  3,28			4			2,88	5,81	1,42	2,06	0,84	12,1	1,48	3,65	0,74	1,21	0,65	0,432
4,5/3 (		4,5	зо{	6	5,0	и'	4,18	8,15	1,40	2,85	0,83	18,3	1,56	5,65	0,82	1,69	0,64	0,423
	3,79  4,49  5,84			5			4,83	17,4	1,90	6,19	1,13	35,8	1,95	10,8	0,97	3,62	0,87	0,432
6/4 |		60	4о|	6  8	7,0	2,3^	5,72  7,44	20,3  25,8	1,88  1,86	7,20  9,04	1,12  1,10	43,1  57,9	2,0  2,08	13,1  17,9	1,01  1,09	4,20  5,39	0,86  0,85	0,430  0,420
	4,80  5,69  7,43  9,11			5			6,11	34,9	2,39	12,5	1,43	69,9	2,39	20,9	1,17	7,24	1,09	0,435
				б	8,0	2,7|	7,25	41,0	2,37	14,6	1,42	84,0	2,44	25,3	1,21	8,48	1,08	0,434
7,5,5		75	50	з			9,47	52,4	2,35	18,6	1,40	ИЗ	2,52	34,3	1,29	10,9	1,07	0,428
				10			11,6	63,0	2,33	22,1	1,38	141	2,60	43,7	1,36	13,2	1,07	0,423
	6,16  8,06  9,90			6			7.85	50,6	2,53	19,6	1,58	102	2,56	33,4	1,33	И,1	1,19	0,462
8,5/5 {		80	5б|	8  10	8,0	2,7^	10,3  12,6	64,9  78,2	2,51  2,49	24,9  29,8	1,56  1,54	136  171	2,64  2,72	45,3  57,5	1,41  1,48	14,3  17,4	1,19  1,18	0,458  0,452
	6,90  9,03  11,10			б			8,78	72,4	2,87	26,0	1,72	145	2,88	43,4	1,41	14,7	1,30	0,437
Q/A /		90	Ч	8	9	3 I	113	93,2	2,85	33,2	1,70	194	2,96	58,6	1,49	19,3	1,29	0,433
				10			14,1	113,0	2,82	39,8	1,68	244	3,05	74,4	1,56	23,5	1,29	0,429

Утвержден Всесоюзным комитетом по стандартизации при Совете труда и обороны 14 октября 1932 г.
как обязательный для новых заводов с момента их пуска, а для действующих заводов с 1 января 1934 г.
УГОЛЬНИКИ НЕРАВНОБОКИЕ

ОСТ 15

эХ  <и ч X	О Ьм	Размерь		ММ	ч ч « х	Ось  Х—Х	Ось  У— Y	Ось	Ось	Ось  U - U
о	X				Зе-				X	
сх X	X О м t *				2 о С х	гх	7 rv	ОС  J . р СО	г	х  Jv 2 2	r	«а  z« r =«
Ч Я	X си	В Ь	d	R г				О X *	mln у S	min mjn g ° x
сх	о н				F	СМ* СМ	СМ* см	СМ* (£ й «	. cu a g	
					см3			1	CM*	CM* CM
								1 Уо	-Vo	tg a
	10,6		8		13,5	135 3,16	65,0 2,19	266 3,11	113 1,88	35,4 1,62 0,548
10/7,51	13,1	100 75 j	10	10 3,31	16,7	163 3,13	78,5 2,17	333 3,20	143 1,96	42,6 1,60 0,545
	15,5		12		19,7	190 3,11	91,1 2,15	402 3,27	173 2,04	49,8 1,59 0,541
	12,2		8		15,6	229 3,83	82,3 2,30	459 3,85	137 1,88	47,6 1,75 0,438
12/8 |	15,1	120 80 |	10	11 3,7 |	19,2	279 3,81	99,6 2,27	575 3,93	173 1,96	57,7 1,73 0,436
	17,9		12		22,8	326 3,79	116,0 2,25	692 4,01	210 2,04	66,6 1,71 0,432
	13,5	1	8		17,2	297 4,15	118 2,62	583 4,08	195 2,11	66,5 1,97 0,471
1 Q/Q	16,7	1 чл ал I	10	10 АЛ	21,3	362 4,12	143 2,59	731 4,16	245 2,19	81,4 1,95 0,469
Ю/У	19,8		12		25,2	424 4,10	167 2,57	879 4,25	297 2,27	94,8 1,94 0,467
	22,8	1	14		29,1	484 4,08	189 2,55	1 028 4,33	349 2,35	109 1,93 0,464
	19,1		10		24,3	557 4,78	201 2,87	1 120 4,81	335 2,35	115 2,18 0,439
1 И/1 Л	22,6	1 'чЛ11 лл	12	1 Q Л 3 I	28,8	655 4,76	235 2,85	1 347 4,90	405 2,43	137 2,18 0,437
1 о] 1U	26,2		14		33,3	749 4,73	267 2,83	1 575 4,98	476 2,51	156 2,16 0,434
	29,6		16		37,7	839 4,71	297 2,81	1 804 5,06	549 2,58	175 2,15 0,430
	27,4		12		34,9	1 156 5.75	417 3,46	2 325 5,79	695 2,82	240 2,62 0,440
18/12 |	31,7	180 120 |	14	14 4,7 |	40,4	1 326 5,73	476 3,44	2 717 5,87	816 2,90	279 2,62 0,438
	35,9		16		45,8	1 49о 5,71	532 3,41	2111 5,95	939 2,98	309 2,60 0,436
	29,2		12		37,3	1 546 6,45	428 3,39	3 188 6,64	696 2,68	259 2,64 0,364
20/12 |	33,9	200 1201	14	14 4,7 |	43,2	1 776 6,42	489 3,36	3 725 6,72	818 2,76	295 2,61 0,362
	38,4		16		49,0	1 997 6,38	547 3,34	4 264 6,80	941 2,84	331 2,60 0,360

опускаемые отклонения:

1. По ширине полок:				
		при ширине до 50 мм	  .	. св. 50		. . . ± 1 мм . . . ± 2%	
2.  3.  4.	По  По  По	толщине полок: при ширине больших полок до 50 мм включ.  »	.	,	,	от	55	до 76	мм  „	.	.	»	.	80	, 100	.  .	.	.	„	.	120	, 150	.  ,	.	,	,	св.	150	мм .	. .  длине угольников:  с нефрезероваиными концами длиной до 4 мм ,	.	,	. св. 4 „  „ фрезерованными концами	  спецзаказам для судостроения может оговариваться	•  -й  допуск	b 0,5 мм  Е 0,75 ,  - 0,75 - 1 мм  -1-1,25 „  -1,25— 1,5 мм  - 50 мм  -100 .  Н Ю .  по весу — 5^.
Примечание. Измерение толщины н ширины полок 700 мм от конца угольника.			должно производиться на расстоянии	
СССР Совет труда и обороны  Всесоюзный комитет по стандартизации	ОБЩЕСОЮЗНЫЙ СТАНДАРТ	ОСТ 16  Редакция 1932 г.
	Сталь прокатная БАЛКИ ДВУТАВРОВЫЕ  СОРТАМЕНТ	

J—момент инерции

Несоблюдение обязательных стандартов карается лишением свободы до 2 л
(постановление ЦИК СССР от 23/XI 1929 г.; ст. 128-6 Уг. Код. РСФСР).

IF —

сопротивления

i— радиус инерции

S — статический момент
полусечения

20

22

24

27

30

33

10

12

14

16

18

2
о
X

профилей	Вес погони, метра g кг	Размеры мм						Площадь се- j чения F см1	Для осей							Номера	профилей
									X — X				У-у				
		h	Ь	d	t	Г	Г1		Jx см^	см3	zv см		Jy  CMt	см3	1у см		
	И.2	100	68	4,5	7,6	6,5	3,3	14,3	245	49	4,14	8,59	33,0	9,72	1,52		10
	14,0	120	74	5,0	8,4	7,0	3,5	17,8	436	72,7	4,95	10,3	46,9	12,7	1,62		12
	16,9	140	80	5,5	9,1	7,5	3,8	21,5	712	102	5,76	12,0	64,4	16,1	1,73		14
	20,5	160	88	6,0	9,9	8,0	4,0	26,1	1 130	141	6,58	13,8	93,1	21,2	1,89		16
	24,1	180	94	6,5	10,7	8,5	4,3	30,6	1 660	185	7,36	15,4	122	26,0	2,00		18
( а	27,9	200	100	7,0	11.4	9,0	4,5	35,5	2 370	237	8,15	17,2	158	31,5	2,12	а 1	
1 ь	31,1	200	102	9,0	11,4	9,0	4,5	39,5	2 500	250	7,96	16,9	169	33,1	2,06	b J	
f а	33,0	220	110	7,5	12,3	9,5	4,8	42,0	3 400	309	8,99	18,9	225	40,9	2,31	а 1	09
1 ь	36,4	220	112	9,5	12,3	9,5	4,8	46,4	3 570	325	8,78	18,7	239	42,7	2,27	Ь 1	Lit
( а	37,4	240	116	8,0	13,0	10,0	50	47,7	4 570	381	9,77	20,7	280	48,4	2,42	а 1	24
1 ь	41,2	240	118	10,0	13,0	10,0	5,0	52,5	4 800	400	9,57	20,4	297	50,4	2,38	ъ /	
/ а	42,8	270	122	8,5	13,7	10,5	5,3	54,6	6 550	485	10,9	23,3	345	56,6	2,51	а 1	97
1 ь	47,1	270	124	10,5	13,7	10,5	5,3	60,0	6 870	509	10,7	22,9	366	58,9	2,47	ъ J	
( а	48,0	300	126	9,0	14,4	11,0	5,5	61,2	8 950	597	12,1	25,7	400,	63,5	2,55	а |	
ь	52,7	300	128	11,0	14,4	11,0	5,5	-67,2	9 400	627	11,8	25,4	422	65,9	2,50		30
V С	57,4	300	130	13,0	14,4	11,0	5,5	73,2	9 850	657	11,6	25,0	445	68,5	2,46	С 1	
( а	53,4	330	130	9,5	15,0	11,5	5,8	68,1	И 900	721	13,2	28,3	460	70,0	2,60	а 1	
1	58,6	330	132	11,5	15,0	11,5	5,8	74,7	12 500	757	12,9	27,9	484	73,4	2,55	ь	33
1 h	63,8	330	134	13,5	15,0	11,5	5,8	81,3	13100	794	12,7	27,5	510	76,1	2,51	С J	
С																	

Утвержден Всесоюзным комитетом по стандартизации при СТО 8 октября 1932 г. как обязательный
для новых заводов с момента опубликования, а для старых заводов с 1 октября 1933 г. в отношении
балок до № 24 включ. с 1 октября 1934 г. в отношении остальных балок.
БАЛКИ ДВУТАВРОВЫЕ	ОСТ 16

Номера профилей		Вес погони, метра g кг	Размеры мм						Площадь се- чения Л см	Для			О	сей			омера рофилей	
										X — X				У - У				
			h	Ь	d	t	Г	Г1		'Jx см*	см3	СМ	Jx $х	Jy см*	* Q5	{у СМ		
																	X	с
	а	59,9	360	136	10,0	15,8	12,0	6,0	76,3	15760	875	14,4	30,7	552	82,2	2,69	а	
36	‘Ь	65,6	360	138	12,0	15,8	12,0	6,0	83,5	16530	919	14,1	30,3	582	84,3	2,64	ь	36
	. с	71,2	360	140	14,0	15,8	12,0	6,0	90,7	17310	962	13,8	29,9	612	87,4	2,60	с	
	а	67,6	400	142	10,5	16,5	12,5	6,3	86,1	21720	1090	15,9	34,1	660	93,2	2,77	а	
40	ъ	73,8	400	144	12,5	16,5	12,5	6,3	94,1	22780	1140	15,6	33,6	692	96,2	2,71	ь	40
	с	80,1	400	146	14,5	16,5	12,5	6,3	102	23850	1190	15,2	33,2	727	99,6	2,65	с	
	а	80,4	450	150	11,5	18	13,5	6,8	102	32240	1430	17,7	38,6	855	114	2,89	а	
45	ь	87,4	450	152	13,5	18	13,5	6,8	111	33760	1500	17,4	38	894	118	2,84	ь	45
	с	94,5	450	154	15,5	18	13,5	6,8	120	35280	1570	17,1	37,6	938	122	2,79	с	
	а	93,6	500	158	12	20	14	7,0	119	46470	1860	19,7	42,8	1120	142	3,07	а	
50	ь	101	500	160	14	20	14	7,0	129	48560	1940	19,4	42,4	1170	146	3,01	ь	50
	с	109	500	162	16	20	14	7,0	139	50640	2080	19,0	41,8	1220	151	2,96	с	
	а	105	550	166	12,5	21	14,5	7,3	134	62870	2290	21,6	46,9	1370	164	3,19	а	
55	ь	114	550	168	14,5	21	14,5	7,3	145	65640	2390	21,2	46,4	1420	170	3,14	b	(55
	„ с	123	550	170	16,5	21	14,5	7,3	156	.68410	2490	20,9	45,8	1480	175	3,08	е	
	а	118	600	176	13	22	15	7,5	151	83860	2800	23,5	51,8	1700	193	3,36	а	
60	ь	128	600	178	15	22	15	7,5	163	87460	2920	23,2	50,7	1770	199	3,30	ь	60
	с	137	600	180	17	22	15	7,5	175	91060	3040	22,8	50,2	1840	205	3,24	с	

Допускаемые отклонения:

По высоте (размер Л), измеряемой по средней линии стенки:
для балок до № 20.................................................................±2 мм

.	,	свыше № 20 до № 40................................................±3 „

.	,	.	№ 40........................................................± 4 .

+ 3%

По весу..........................................................................— 5%

По специальным заказам для судостроения могут оговариваться допускаемые отклонения
по весу............................................................................0—5%

Для оговоренной в заказе длины:
при иефрезерованных концах и длине до 6,5 м.......................................+ 50 мм

.	,	„	.	» свыше 6,5 м...................................+Ю0	„

, фрезерованных „	.......................................... . . . + 10 ,

Допускается уклон наружных граней полок до.......................................... 1,25%
ПРИЛОЖЕНИЕ К ОСТ 16, РЕД. 1932 г.

Сортамент двутавровых балок по ОСТ 16, ред. 1926 г.

Действие ОСТ 16, ред. 1926 г.,
прекращается 1 октября 1933 г.
в отношении балок до № 24 вкл.
и с 1 октября 1934 г. в отношении
остальных балок.

Номера профилей		Р а з м е		р ы	ММ		Площадь сечения см	. я ЕГ О csi я. с- ie £ о	Моменты	инерции	Моменты сопро- тивления	
	h	b	d	t	R	Г		QJ г- га СХ СХ О о н и о о Н я S	см*	см*	см3	Wy см3
10	100	57,0	4,5	6,3	4,5	2,7	11,03	8,659	180,4	16,1	36,1	5,65
12	120	63,4	5,1	7,1	5,1	3,1	14,34	11,257	384,4	25,2	55,7	7,95
14	140	69,8	5,7	7,9	5,7	3,4	18,08	14,193	569,0	37,7	81,3	10,80
16	160	76,2	6,3	8,8	6,3	3,8	22,26	17,474	909,0	54,3	113,6	14,26
18	180	82,6	6,9	9,6	6,9	4,1	26,87	21,093	1381,0	75,9	153,4	18,49
20	200	89,0	7,5	10,4	7,5	4,5	31,91	25,049	2014,0	103,4	201,4	23,24
22	220	95,4	8,1	11,3	8,1	4,9	37,38	29,343	2843,0	137,5	258,5	28,83
24	240	101,8	8,7	12,1	8,7	5,2	43,29	33,983	3903,0	180,0	325,0	35,36
26	260	108,2	9,3	13,0	9,3	5,6	49,63	38,960	5234,0	231,0	403,0	42,75
28	280	114,6	9,9	13,9	9,9	5,9	56,40	44,274	6878,0	293,0	491,0	51,10
30	300	121,0	10,5	14,7	10,5	6,3	63,61	49,934	8881,0	366,0	592,0	60,50
32	320	127,4	11,1	15,5	11,1	6,7	71,25	55,931	11292,0	452,0	706,0	70,90
36	360	140,2	12,3	17,2	12,3	7,4	87,82	68,939	17544,0	668,0	975,0	95,30
40	400	153,0	13,5	18,9	13,5	8,1	106,13	83,312	26087,0	954,0	1304,0	124,70
45	450	170,0	16,2	24,3	16,2	9,7	147,00	115,000	45888,0	1722,0	2040,0	203,00

Примечание. Уклон внутренних граней полок И%.
СССР  Совет труда и обороны  Всесоюзный комитет стандартизации	ОБЩЕСОЮЗНЫЙ СТАНДАРТ	ОСТ вкс 6,59
	Сталь прокатная ШВЕЛЛЕРА  СОРТАМЕНТ	Взамен ОСТ 17
		Металлургия

I — момент инерции

сопротивления

i — радиус инерции

Г —

Номера про- филей		Вес погонного метра g кг	Размеры мм						Площадь сече- ния F см2	Для осей							СМ
			h	b	d	t	Г	и		.	X —X			у—У			JT-У\	
										wx см3	с.и4	см	Wy см3	fy еле1	1у СМ	6^1 см*	
5		5,44	50	37	4,5	7,0	7,0	3,5	6,93	10,4	26,0	1,94	3,55	8,3	1,10	20,9	1,35
6,5		6,70	65	40	4,8	7,5	7,5	3,75	8,54	17,0	55,2	2,54	4,59	12,0	1,19	28,3	1,38
8		8,04	80	43	5,0	8,0	8,0	4,0	10,24	25,3	101,3	3,15	5,79	16,6	1,27	37,4	1,43
10		10,00	100	48	5,3	8,5	8,5	4,25	12,74	39,7	198,3	3,95	7,80	25,6	1,41	54,9	1,52
12		12,06	120	53	5,5	9,0	9,0	4,50	15,36	57,7	346,3	4,75	10,17	37,4	1,56	77,7	1,62
14  14	а	14,53	140	58	6,0	9,5	9,5	4,75	18,51	80,5	563,7	5,52	13,01	53,2	1,70	107,7	1,71
	Ь	16,73	140	60	8,0	9,5	9,5	4,75	21,31	87,1	609,4	5,35	14,12	61,1	1,69	120,6	1,67
	а	17,23	160	63	6,5	10,0	10.0	5,0	21,95	108,3	866,2	6,28	16,30	73,3	1,83	144,1	1,80
16	b	19,74	160	65	8,5	10,0	10,0	5,0	25,15	116,8	934,5	6,10	17,55	83,4	1,82	160,8	1,75
1R J	а	20,17	180	68	7,0	10,5	10,5	5,25	25,69	141,4	1272,7	7,04	20,03	98,6	1,96	189,7	1,88
18 1	b	22,99	180	70	9,0	10,5	10,5	5,25	29,29	152,2	1369,9	6,84	21,52	111,0	1,95	210,2	1,84
	а	23,63	200	73	7,5	и.о	11,0	5,5	29,82	180,4	1804,0	7,79	24,31	129,6	2,09	245,4	1,97
	ь	26,47	200	75	9,5	11,0	11,0	5,5	33,72	193,7	1937,3	7,58	25,99	144,8	2,07	269,8	1,93
	а	26,54	220	77	8,0	11,5	11,5	5,75	33,81	223,4	2457,9	8,53	28,49	161,5	2,19	300,9	2,03
	ь	29,99	220	79	10,0	11,5	11,5	5,75	38,21	239,6	2635,4	8,31	30,32	179,2	2,17	329,7	1,99
	а	26,85	240	78	7,0	12,0	12,0	6,0	34,2Т	254,3	3052,2	9,45	30,46	173,6	2,25	324,6	2,10
24 <	ь	29,78	240	80	8,5	12,0	12,0	6,0	37,94	270,0	3240,4	9,24	32,38	192,3	2,25	353,1	2,С6
	с	33,54	240	82	10,5	12,0	12,0	6,0	42,73	289,2	3470,8	9,01	34,35	212,3	2,23	385,9	2,02
ШВЕЛЛЕРА	^-6159 ькс

Номера про- филей		Вес погонного метра g кг	Размеры				мм		Площадь сече- ния F см?	Дл			я осей				2о  СМ
			h	b	d	t	г	П		X — X			у-у			^1-У1	
										wx  см?	4  СМ*	CM	Wy  см3	см*	{у см*	см*	
	а	30,83	270	85	1,5	12,5	12,5	6,25	39,27	323,1	4362,1	10,54	35,52	215,6	2,34	393,1	2,13
27 	ь	39,11	270	84	9,0	12,5	12,5	6,25	43,45	342,9	4628,6	10,32	37,60	237,2	2,34	426,1	2,09
	с	38,35	270	86	11,0	12,5	12,5	6,25	48,85	367,2	4956,7	10,07	39,65	260,1	2,31	464,2	2,04
	а	35,52	300	85	8,0	13,5	13,5	6,75	45,25	408,9	6132,9	11,64	41,73	264,2	2,42	476,5	2,17
30 J	ь	39,16	300	87	9,5	13,5	13,5	6,75	49,89	435,2	6497,9	11,41	44,03	289,2	2,41	515,2	2,13
	с	43,87	300	89	11,5	13,5	13,5	6,75	55,89	463,2	6947,9	11,15	46,38	315,8	2,38	559,7	2,09
	а	38,70	330	88	8,0	14,0	14,0	7,0	49,30	489,5	8076,3	12,80	46,65	307,5	2,50	547,6	2,21
33	ъ	43,88	330	90	10,0	14,0	14,0	7,0	55,90	525,8	8675,7	12,46	49,32	338,4	2,46	593,2	2,14
	с	49,06	330	92	12,0	14,0	14,0	7,0	62,50	562,1	9274,7	12,18	51,81	367,9	2,43	643,2	2,10
	а	47,80	360	96	9,0	16,0	16,0	8,0	60,89	659,7	11874,2	13,97	63,54	455,0	2,73	818,4	2,44
36 I	ь	53,45	360	98	11,0	16,0	16,0	8,0	68,09	702,9	12651,8	13,63	66,85	496,7	2,70	880,4	2,37
	с	59,10	360	 100	13,0	16,0	16,0	8,0	75,29	746,1	13429,4	13,36	70,02	536,4	2,67	947,9	2,34
	а	58,91	400	100	10,5	18,0	18,0	9,0	75,05	878,9	17577,9	15,30	78,83	592,0	2,81	1057,7	2,42
40	ь	65,19	400	102	12,5	18,0	18,0	9,0	83,05	932,2	18644,5	14,98	82,52	640,3	2,78	1135,6	2,44
	с	71,47	400	104	14,5	18,0	18,0	9,6	91,05	985,6	19711,2	14,71	86,19	687,8	2,75	1220,7	2,42

Допускаемые отклонения:

По высоте (размер Л)

Для швелеров до № 20................................±2 мм

,	. свыше № 20 . .............................± 3 „

По весу.............................................±5%

Для оговоренной в заказе длины:

При нефрезерованных концах и длине до 6,5 м.........+ 50 мм

,	„	,	,	„ свыше 6,5 м. . . .	100 »

, фрезерованных »	„	,	.	6,5 , . . . -f- Ю •

Примечание. Действие ОСТ 17 (см. стр. 131) прекращается с 1/1 1936 г.
Несоблюдение обязательных стандартов карается лишением свободы до 2 лет (пост. ЦИК- СССР от 23/XI 1929 г.; ст. 128-6 Уг. Код. РСФСР).

СССР  Совет труда и обороны  Комитет по стандартизации	ОБЩЕСОЮЗНЫЙ СТАНДАРТ		ОСТ 17
	!  X —	Нт’г.  -и Orf- |Л  1ц?	ЖЕЛЕЗО КОРЫТНОЕ  П+	„  х	(швеллерное)  Ш/?  И++’	СОРТАМЕНТ  “ИР  У 'У	
			
			Металл

5S О « §	Р а	3 м мм	е р	ы	=1 05  S s:	ЛИЧ. огон. К кг	□ яние а тяж.	Моменты инерции	Моменты сопротивл.
е -в* ° Я	h	Ь	d	t	R	г	а к $  ° 0	л С Я  а. о.  О и	s rg <J X	JX	у	wv
X Е		f			С “ 3	Н tt 2	CU Cf t?	см1 см* см*	см3 см3
5	50	38	5	7,5	7,5 3,75	7,47	5,86	1,41	24,2	27,57	9,44	11,03 3,942
6,5	65	42	5,5	8	8	4	9,62	7,55	1,43	34,8	59,9	14,93	18,43 5,42
8	80	45	6	9	9	4,5	11,85	9,30	1,53	48,4 113,9	20,9	28,5	7,02
10	100	50	6	9	9	4,5	13,92	10,93	1,60	65,6 213,2	30,16	42,65	8,86
12	120	55	6,5	9,5	9,5 4,75	17,26	13,55	1,65	92,0 371,6	44,9	61,9	11,67
14	140	60	7	10,5	10,5 5,25	20,92	16,42	1,80	132,2 624,0	64,5	89,2	15,35
16	160	65	7,5	11	11	5,5	24,92	19,56	1,86	175,6 954,0	89,0	119,2	19,20
18	180	70	8	12	12	6	29,26	22,97	2,01	239,6 1433,0 121,0	159,2	24,26
20	200	75	8,5	12,5	12,5 6,25	33,93	26,64	2,08	306,0 2018,0 159,2	202,0 29,40
22	220	80	9	13,5	13,5 6,75	38,94	30,57	2,23	402,0 2831,0 207,8	257,3	36,00
24	240	85	9,5	14	14	7	44,28	34,76	2,30	499,0 3773,0 264.0	314,4 42,60
26	260	90	10	15	15	7,5	49,95	39,21	2,45	635,0 5045,0 334,0	388,0 51,00
30	300	100	11	16,5	16,5 8,25	62,30	48,61	2,68	957,0 8361,0 510,0	557,0 69,70

Уклон внутренних граней 8 И
Примечание. Для судостроения прокатывают швеллера №№ 18—30 с более толстыми стенками,
с интервалами через 1—2 мм до двойной нормальной толщины

Допуски;

а) В толщине:

1.	Для высоты до 100 мм включительно . . . ± 0,75 мм

2.	,	,	свыше 100 до 200 м......±1,0

3.	„	,	„	200 мм ........ ±1,5

6 В ширине:

1.	Для высоты до 100 мм включительно . . . — 2,0 мм и ±0,75 мм

2.	,	,	свыше	100 до 200	мм.....—3,5	.	и ± 1,0

3.	»	,	„	200	мм.............— 4,5	»	и ± 1,5	„

в)	В высоте:

1.	Для	высоты до 100	мм включительно . . . — 1,0	мм и 4- 2,0	мм

2.	„	»	свыше	100 до 200	мм.....— 1,5	„	и +3,0	,

3.	.	,	„ ‘	200 мм..............— 2,0	„	и + 4,0	,

г)	В длине:

1.	С нефрезеровани. концами длиной до 6,5 м. + 50 мм

2.	,	„	„	, св. 6,5 , +100 t

3.	, фрезерованными „	.	.........10 ,

Примечание. Измерение ширины и толщины полок производится на расстоянии 700 мм
от концов швеллера.

Утвержден Комитетом по стандартизации при Совете труда и обороиы 16 июля 1926 г., как обя-
зательный с 1 октября 1928 г.
СССР Совет труда и обороны  Всесоюзный комитет по стандартизации	ОБЩЕСОЮЗНЫЙ СТАНДАРТ	ОСТ 18
	ЖЕЛЕЗО ШИРОКОПОЛОСНОЕ (универсальное) СОРТАМЕНТ	
		
		Металл

ОПРЕДЕЛЕНИЕ. Широкополосным (универсальным) железом называется железо прямоугольного
сечения, шириной не ниже 200 мм, прокатываемое иа универсальном стане.

мм

Толщина	Ширина через каждые 10 мм
4	200-380
5	200-380
6	200-400
7	200-600
8	200-780
10	200—780
12	200—780
14	200-780
16	200—780
18	200-780
20	200—780
22	200-780
25	200-780
28	200—780
30	200-780
32	200-780
36	200-450

Допуски:

а)	В ширине:

1.	Для полос шириной до 400 мм включ. . . ± 2,5 мм

2.	.	,	,	от 410 до 780 мм. . . ± 3,0 »

б)	В толщине:

1.	Для полос толщиной до 25 мм включ. . . —0,5 мм и 4- 1,0 мм

2.	,	»	. свыше 25 мм............—0 75 » и -|- 1,5 ,

в)	В длине:

1.	Для полос толщиной до 12 мм включ. . . ± 10 мм

2.	»	»	„ от 13 до 25дглг включ. . ± 15 „

3.	»	„ свыше 25 мм............±20 ,

Утвержден Комитетом по стандартизации при Совете труда и обороны 16 июля 1926 г., как обя-
зательный с 1 апреля 1927 г.
ПРИЛОЖЕНИЕ 15

ЛИСТОВОЕ ЖЕЛЕЗО
Общие условия

СССР Совет труда и обороны  Комитет по стандартизации	ОБЩЕСОЮЗНЫЙ СТАНДАРТ	ОСТ 19  Лист 1-й
	ЧЕРНЫЕ ПРОКАТНЫЕ МЕТАЛЛЫ  СОРТАМЕНТ	
		

Разработай Постоянным советом по делам сорТаменТа при ГУМП — ВСНХ СССР.

ТОЛСТОЕ ЛИСТОВОЕ ЖЕЛЕЗО

Толщина листов в мм	Ширина прямоугольных или диаметр круглых листов в мм		Длина листов в мм	
	для заводов Урала до	для заводов Юга и Центра ДО	для заводов Урала до	для заводов Юга и Центра ДО
4	1 400	1 600	2 800	5500
5	1 400	1 600	2 800	6 500
6	1 400	1 600	2 800	6 500
7	1 400	1.600	2 800	6 500
8	1 400	1 600	2 800	6 500
9	1400	1 600	2 800	6 500
10	1400	1 850	2 800	7 500
И	1 400	1850	2 800	7 500
12	1 400	1 850	2 800	7 500
13	1 400	1 850	2 800	7 500
14	1 400	1 850	2 800	7 500
15	1400	1 850	2 800	7 500
16	1400	1 850	2 800	7 500
17	1 400	1 850	2 800	7 500
18	1400	1 850	2 800	7 500
19	1 400	1 850	2 800	7 500
20	1 400	1 850	2 800	7 500
22	1 400	1 850	2 800	7 5С0
24	1400	1 850	2 800	4 600
26		1 850		4 600
28		1 850		4 600
30		1 850		4 300
32		1 850		4 300
34		1 850		4 300
36		1 850		3 700
38		1 850		3 700
40		1 850		3 700
42		1 850		3 700

ОПРЕДЕЛЕНИЕ. Толстым листовым железом называется железо прямоугольного сечения, шириною
от 800 мм и выше и толщиной от 3,5 мм и выше, прокатываемое на листовом стаие.

Утвержден 16 июля 1926 г. Комитетом по стандартизации при Совете труда и обороны, как обя-
зательный с 1 апреля 1927 г.
СССР Совет труда и обороны  Комитет по стандартизации	ОБЩЕСОЮЗНЫЙ СТАНДАРТ	ОСТ 20  Лист 2-й
	ЧЕРНЫЕ ПРОКАТНЫЕ МЕТАЛ Л bf  СОРТАМЕНТ	

Вес квадратного метра листового железа

в килограммах

Толщина листов в мм	Вес 1 м?  листа в кг	Толщина листов в мм	Вес 1 м% листа в кг
0,9	7,065	14,0	109,90
1,0	7,85	15,0	117,75
1,2	9,42	16,0	125,60
1,5	11,78	17,0	133,45
2,0	15,70	18,0	141,30
2,5	19,63	19,0	149,15
3,0	23,55	20,0	157,00
4,0	31,40	22,0	172,70
5,0	39,25	24,0	188,40
6,0	47,10	26,0	204,10
7,0	54,95	28,0	219,89
8,0	62,80	30,0	235,50
9,0	70,65	32,0	251,20
10,0	78,50	34,0	266,90
11,0	86,35	36,0	282,60
12,0	94,20	38,0	298,30
13,0	102,05	40,0	314,00
		42,0	329,70

Утвержден 16 июля 1926 г. Комитетом по стандартизации при Совете труда и обороны, как обя-
зательный с 1 апреля 1927 г.
Волнистое железо по общесоюзному сортаменту (ОСТ)

№№  ।	Размеры волн		Тол- щина в мм	На 1 м ширины		Вес 1 в кг	Размеры листов	
	Длина в мм	Высота в мм		Площадь сечеиия в см2	Момент сопроти- вления W смз		Длина в мм	Ширина в мм
1	130	40	1,5 j	17,7	19,20	14,1	2400	750
2	100	50	1,5	23,6	28,86	18,8	2400	900
3	75	20	1,5	17,6	9,12	13,8	2400	950
4	30	15	1,0	15,7	5,53	12,5	2400	750

ВОЛНИСТОЕ ЖЕЛЕЗО

I. Пологое волнистое железо

Высота волны  /г мм	1 1  i Длина волны  !	-  ।	Ъ мм  i	Сечеиие на 1 м ширины F	Вес одного м3 волнистого железа g	Момент сопротивле- ния на 1 ж шир. W
		и	на 1 мм толщины ли	ста
		CMi	кг/м*	см3
25	!	60	14,1	1 пл	8,9
30	75	13,8	10,8	10,3
30	I	60	15,7	I	12,3	11,4
35	;	во	14,0	11,0	12,4
35	i	70	15,7	!	12,3	13,5
40	100	13,8	10,8	13,8
40	i	80	15,7	12,3	15,2
45	100	14,0	11,0	15,8
45	90	15,7	12,3	17,1
50	125	13,8	10,8	17,2
50	100	15,7	12,3	19,0
55	135	13,9	10,9	19,2
55	ПО	15,7	12,3	20,9
60	150	13,8	10,8	20,6
60	120	15,7	•12,3	22,9
65	160	13,9	10,9	22,6
65	130	15,7	12,3	24,8
70	175	13,8	10,8	24,0
70	140	15,7	12,3	26,7
75	185	13,9	10,9	26,1
Высота вол-	Длина вол-	Сёчеиие иа 1 м ширины F	Вес одного м1 2 волнистого же- леза g	Момент сопро- тивления на 1 м шир. W
ны Л мм	ны Ь мм	и иа	1 мм толщины	листа
		см2	к/м2	см3
75	150	15,7	12,3	28,6
80	200	13,8	10,8	27,5
80	160	15,7	12,3	30,5
85	170	15,7	12,3	32,4
90	180	15,7	12,3	34,4
95	190	15,7	12,3	36,3
100	250	13,8	10,8	34,4
100	200	15,7	12,3	38,2
110	220	15,7	12,3	42,0
120	240	15,7	12,3	45,8

1)	Толщина а = 0,5, 0,625, 0,75, 0,875, 1,0, 1,125, 1,250 мм

2)	Ширина листов’650—950 мм

3)	Строительная ширина на */г волны меньше

4)	Длина листов 2,0—3,0 м.

И. Высокое волнистое железо

Высота вол-	Длина вол-	Сечепне иа 1 м ширины F	Вес одного м2 волнистого же- леза g	Момент сопро- тивления на 1 м шнр. W
ны Л мм	ны Ь мм	и на	1 мм толщины	листа
		см1	кг)лР	см3
40	60	19,0	14,9	18,0
50	75	19,0	14,9	22,6
60	90	19,0	14,9	27,2
60	60	25,7	20,2	34,6
70	105	19,0	14,9	31,7
70	70	25,7	20,2	40,4
75	75	25,7	20,2	43,2
80	120	19,0	14,9	36,3
80	80	25,7	20,2	46,3
90	135	19,0	14,9	40,8
90	90	25,7	20,2	52,2
90	75	29,7	23,3	58,9
100	150	19,0	14,9	45,3
100	100	25,7	20,2	56,0
ПО	165	19,0	14,9	49,9
110	ПО	25,7	20,2	62,9
110	90	30,2	23,7	72,6
120	180	19,0	14,9	54,4
120	120	25,7	20,2	69,7
120	100	29,7	23,3	78,5

1) Толщина з = 1,0, 1,125, 1,250, 1,375, 1,50, 1,75 мм,
= 2,0, 2,25, 2,50, 2,75 мм,
= 3,0, 3,25, 3,50, 3,75 „
= 4,0, 4,25, 4,50, 4,75 „
= 5,0 мм.

2) Ширина листов 450—900 мм.

3) Строительная ширина на ’/г волны меньше.

4> Длина листов 3,0—4,0 м (max. 6,0 м).
Нормальный метрический сортамент (ОСТ 29).

Зетовое железо.

Ь = 0,25/г 30 мм.

d = 0,035*4-3 „

t = l,5d.

R = t.

t

r~~ 2 '

/ p — угол наклонения оси xoxo к оси хх.

№ профилч = высоте h в см.

Грани полок взаимно параллельны.

Примечание. Таблица дополнена по данным Струве (,Изв. Собр. Инж. П. С.' 1904 г. № 3).

JMssjsf про- филей	Размеры				В мм		Площадь профиля ш с.ч2	Вес погон- ного метра g кг 		си4	Iy CMi	CMi	rv.-CMi	Z?
	h	Ь	d	t	R	Г							
6	60	45	5	7,5	7,5	3,75	9,18	7,21	51,347	37,435	80,137	8,645	39=23'22"
8	80	50	6	8,5	8,5	4,25	12,51	9,82	123,556	57,400	164,436	16,520	31’42'58"
10	100	55	6,5	9,5	9,5	4,75	16,01	12,57	247,587	85,613	305,978	27,222	27°14'14"
14	140	65	8	11,5	11,5	5,75	24,74	19,42	738,276	169,776	846,612	61,440	21’48'19"
20	200	80	10	15	15	7,50	41,72	32,75	2513,731	411,181	2764,546	160,366	17’04'48"

№№ профилей	м	Xj см	х2 см	х3 см	1  I JV1	еч	U  со	I/С 0г  »г = У^1 1	II  О) И  &	Wc = —° х° Уз	II	II  V	II  &
6	0,82110	1,7040	г  2,0970	1,3809	4,4878	2,1599	5,0156	1 17,86	37,10	15,98	5,07	4,12	6,26
8	0,61800	2,1822	2,3581	1,8952	5,2885	3,2449	5,8735	31,09	50,68	28,00	7,57	7,01	8,72
10	0,51475	2,5828	2,5773	2,3128	6,1742	4,2969	6,8141	49,56	71,21	44,90	10,54	10,56	11,77
14	0,40008	3,3181	2,9716	3,0633	8,0176	6,3506	8,7650	105,59	133,31	96,59	18,52	20,68	20,06
20	0,32645	4,2961	3,5787	4,0263	10,8881	9,3511	11,8338	253,91	295,64	233,61	37,33	44,81	39,83
Таблица коэфициентов уменьшения (?) основного напряжения,
составленная иа основании графического интерполирования коэфициентов для стали 3, данных в „Единых
нормах строительного проектирования"

1		1		1		1		1		1	
	?		'f				?	—		——	
г		Г		Г		Г		г		г	
1	0,999	35	0,915	69	0,746	103	0,551	137	0,368	171	0,259
2	0,999	36	0,910	70	0,741	104	0,545	138	0,363	172	0,256
3	0,998	37	0,906	71	0,735	105	0,539	139	0,358	173	0,254
4	0,997	38	0,901	72	0,729	106	0,534	140	0,353	174	0,251
5	0,996	39	0,897	73	0,723	107	0,528	141	0,349	175	0,249
6	0,995	40	0,893	74	0,717	108	0,523	142	0,345	176	0,246
7	0,994	41	0,888	75	0,712	109	0,517	143	0,341	177	0,244
8	0,993	42	0,884	76	0,706	110	0,511	144	0,337	178	0,242
9	0,992	43	0,879	77	0,700	111	0,505	145	0,333	179	0,239
10	0,990	44	0,874	78	0,694	112	0,499	146	0,329	180	0,236
11	0,989'	45	0,870	79	0,688	113	0,493	147	0,326	181	0,234
12	0,987	46	0,865	80	0,083	114	0,487	148	0,322	182	0,232
13	0,985	47	0,860	81	0,677	115	0,482	149	0,319	183	0,230
14	0,984	48	0,855	82	0,672	116	0,476	150	0,316	184	0,228
15	0,982	49	0,850	83	0,666	117	0,471	151	0,313	185	0,226
16	0,980	50	0,846	84	0,660	118	0,465	152	0,310	186	0,223
17	0,978	51	0,842	85	0,654	119	0,459	153	0,307	187	0,221
18	0,975	52	0,837	86	0,649	120	0,454	154	0,303	188	0,218
19	0,973	53	0,832	87	0,643	121	0,448	155	0,301	189	0,216
20	0,970	54	0,828	88	0,637	122	0,443	156	0,298	190	0,214
21	0,967	55	0,823	89	0,631	123	0,437	157	0,295	191	0,212
22	0,964	56	0,818	90	0,625	124	0,432	158	0,292	192	0,209
23	0,961	57	0,813	91	0,620	125	0,426	159	0,290	193	0,207
24	0,957	58	0,808	92	0,614	126	0,421	160	0,287	194	0,205
25	0,954	59	0,803	93	0,608	127	0,416	161	0,284	195	0,202
26	0,950	60	0,798	94	.0,603	128	0,411	162	0,282	196	0,200
27	0,947	61	0,792	95	0,597	129	0,406	163	0,279	197	0,198
28	0,943	62	0,787	96	0,591	130	0,402	164	0,277	198	0,195
29	0,939	63	0,780	97	0,585	131	0,397	165	0,274	199	0,193
30	0.935	64	0,775	98	0,579	132	0,392	166	0,271	200	0,191
31	0,931	65	0,769	99	0,573	133	0,387	167	0,269		
32	0,927	66	0 763	100	0.568	134	0,382	168	0,266		
33	0,923	67	0,757	101	0,562	135	0,378	169	0,264		
34	0,919	68	0,752	102	0,557	136	0,373	170	0,261		

Примечание. Подчеркнутые коэфициенты отвечают таблице „Единых норм строительного
проектирования*.

А. Грегор.
Таблица площадей н радиусов инерции сечений, составленных из двух равнобоких уголков

Размеры уголков в мм	Площадь сечения двух уголков Г6р в см2	Наименьший радиус инерции rmin при расположении уголков		Размеры уголков в мм	Площадь сечения двух уголков F6p в см*	Наименьший радиус ииерцннгш1п при расположении уголков	
		Тавром	Крестом или коробкой “г°			Тавром	Крестом или коробкой “г°
ЗОХЗОХ 4	4,54	0,90	1,13	100 х 100 X 8	31,2	3,07	3,87
30Х30Х 5	5,56	0,89	1,12	100 X 100 х 10	38,4	3,05	3,85
				100 X 100 х 12	45,6	3,03	3,81
35 X 35 X 4	5.34	1,06	1,34				
				100 X 100 X 14	52,6	3,01	3,78
35 X 35 X 5	6,56	1,05	1,32				
				100 X 100 х 16	59,4	2,99	3,75
40 X 40 X 4	6,16	1,22	1,53				
				120 X 120 х 10	46,6	3,68	4,64
40 X 40 X 5	7,58	1,21	1,52				
				120 X 120 X 12	55,2	3,66	4,62
40 X 40 X 6	8,96	1,20	1,50				
				120 X 120X 14	68,8	3,64	4,59
45 X 45 X 4	6,96	1,38	1,74	120 X 120 X 16	72,2	3,62	4,56
45 X 45 X 5	8,58	1,37	1,72	130 X 130 х ю	50,6	4,01	5,05
45 X 45 X 6	10,16	1,35	1,71				
				130 X 130 X 12	60,0	3,99	5,03
50 X 50 X 5	9,60	1,53	1,92	130 х 130 х 14	69,4	3,96	5,00
50 X 50 X 6	11,38	1,52	1,91	130 X 130 X 16	78,6	3,93	4,96
60Х60Х 5	11,64	1,85	2,32	150 х 150 X 12	69,8	4,62	5,83
60Х60Х 6	13,82	1,84	2,31	150 X 150 X 14	80,8	4,60	5,80
60Х60Х 8	18,06	1,81	2,28	150 X 150 X 16	91,6	4,58	5,77
				150 X 150 X 18	102,2	4,56	5,73
65 X 65 X 6	15,10	1,98	2,50				
				150 X 150 X 20	112,8	4,52	5,70
65 X 65 X 8	19,74	1,96	2,48				
65 X 65 X Ю	24,10	1,94	2,44	180 X 180X14	97,6	5,57	7,03
				180 X 180 X 16	110,8	5,55	7,00
75 X 75 X 6	17,56	2,31	2,89				
75 X 75 х 8	23,00	2,28	2,87	200 X 200 X 16	124,0	6,17	7,79
75 X 75 X Ю	28,20	2,26	2,84	200 X 200 X 18	138,6	6,15	7,77
75 X 75 X 12	33,40	2,24	2,81	200 X 200 X 20	153,0	6,13	7,74
				200 X 200 X 24	181,6	6,07	7,66
80 X 80 X 8	24,60	2,44	3,07				
80 X 80 X Ю	30,20	2,42	3,05				
90Х90Х 8	28,00	2,76	3,46				
90 X 90 X Ю	34,40	2,74	3,44				
90 X 90 X 12	40,80	2,71	3,41				
90 X 90 X 14	46,80	2,69	3,38				
Таблица площадей и радиусов инерции сечений, составленных из двух неравнобоких уголков,
расположенных тавром (”1Г)

Размеры уголков	Площадь сечения двух	Радиус инерции	Радиус ниерцнн гу в см при ши- рине прозора или толщине косынки		
	уголков				
		'х			
	Лбр в см?	в см	5 = 10 мм	о=12 мм	5 = 14 мм
30 х 20 х 4	3,72	0,93	1,18	1,27	1,37
45 X 30 X 4	5,76	1,42	1,50	1,58	1,67
45 X 30 X 6	8,36	1,40	1,56	1,64	1,73
60 X 40 X 5	9,66	1,90	1,86	1,94	2,02
60 х 40 X 6	11,44	1,88	1,88	1,96	2,05
60 X 40 X »	14,88	1,86	1,93	2,02	2,10
75 X 50 X 5	12,22	2,39	2,20	2,28	2,35
75 X 50 X 6	14,50	2,37	2,22	2,30	2,38
75 X 50 X 8	18,94	2,35	2,27	2,35	2,43
75 X 50 ХЮ	23,20	2,33	2,32	2,40	2,48
80 X 55 X 6	15,70	2,53	2,42	2,49	2,57
80 X 55 X 8	20,60	2,51	2,46	2,54	2,62
80 X 55 X Ю	25,20	2,49	2,51	2,59	2,67
90 X 60 X 6	17,56	2,87	2,57	2,65	2,72
90 X 60 X 8	23,00	2,85	2,62	2,69	2,77
90 X 60 х ю	28,20	2,82	2,66	2,73	2,82
100 X 75 X 8	27,00	3,16	3,24	3,31	3,39
100 X 75 X Ю	33,40	3,13	3,28	3,35	3,43
100 X 75 X 12	39,40	3,11	3,33	3,40	3,48
120 X 80 X 8	31,20	3,83	3,31	3,38	3,45
120 X 80 X Ю	38,40	3,81	3,35	3,43	3,50
120 X 80 X20	45,60	3,79	3,40	3,47	3,55
130 X 90 X 8	34,40	4,15	3,70	3,77	3,84
130 X 90 X Ю	42,60	4,12	3,73	3,81	3,88
130 X 90X 12	50,40	4,10	3,78	3,86	3,93
130 X 90 X 14	58,20	4,08	3,82	3,90	3,97
150 X 100 X Ю	48,60	4,78	4,05	4,12	4,19
150 X ЮО X 12	57,60	4,76	4,09	4,16	4,24
150 X ЮО X 14	66,60	4,73	4,13	4,21	4,28
150 X ЮО X 16	75,40	4,71	4,17	4,24	4,32
180 X 120 X 12	69,80	5,75	4,79	4,86	4,79
180 X 120 X 14	80,80	5,73	4,83	4,90	4,97
180 х. 120 X 16	91,60	5,71	4,87	4,94	5,02
200 X 120 X 12	74,60	6,45	4,65	4,72	4,79
200 X 120 X 14	86,40	6,42	4,68	4,75	4,83
200 X 120 X 16	98,00	6,38	4,72	4,79	4,87
Таблица коэфициентов для вычисления усилий, передающихся через уголки иа сварные швы
и для определения рабочей длины этих швов

Ni = c}N', /'i = ^N; N2 — c2N; Г2 = k2N; N — усилие,
действующее на одни уголок; и Jv2—усилия, переда-
ющиеся на швы; Г] и Г2—рабочая длина швов в мм, прн
допускаемом напряжении на срез в 720 кг/см1 и при тол-
щине шва, равной толщине полки уголка.

Фактическая длина шва равна lj — l'j-j-2m и 12 =
= Z'3 —|— 2/л, где 2т — двойная рабочая высота шва, приба-
вляемая к рабочей длине, на непровар в начале и кратер
в конце шва.

А. Равнобокие уголки

Размеры уголков	Коэфиц. для опре- деления усилия		Коэфициенты для определе- ния рабочей длины шва		2т	Размеры уголков	Коэфиц. для опре- ления усилия		Коэфициенты для определе- ния рабочей длины шва		2т
	«1	| с2	*1	|	^2			С1	сг	*1	ki	
30Х30Х 4	0,703	0,297	0,0348	0,0147	5,6	100 х 100 х 8	0,725	0,275	0,0180	0,00682	11,2
ЗОХЗОХ 5	0,690	0,310	0,0274	0,0123	7,0	100 х 100 х 10	0,717	0,283	0,0142	0,00562	14,0
						100 х 100 х 12	0,709	0,291	0,0117	0,00481	16,8
35 X 35 X 4	0,711	0,289	0,0352	0,0143	5,6	100 х юо х 14	0,701	0,299	0,00993	0,00424	19,6
35 X 35 X 5	0,700	0,300	0,0278	0,0119	7,0	100 х 100 х 16	0,694	0,306	0,00861	0,00380	22,4
40 X 40 X 4	0,718	0,282	0,0355	0,0140	5,6						
40 X 40 X 5	0,708	0,292	0,0281	0,0116	7,0	120 х 120 х 10	0.723	0,277	0,0143	0,00550	14,0
40 X 40 X 6	0,698	0,302	0,0231	0,0100	8,4	120 X 120 X 12	0,716	0,284	0,0118	0,00469	16,8
						120 X 120 X 14	0.709	0,291	0,0100	0,00412	19,6
45 X 45 X 4	0,720	0,280	0,0356	0,0139	5,6	120 X 120 X 16	0,703	0,297	0,00872	0,00368	22,4
45 X 45 X 5	0,711	0,289	0,0282	0,0115	7,0						
45 X 45 X 6	0,702	0,298	0,0232	0,00987	8,4						
						130 X 130 х ю	0,725	0,275	0,0144	0,00546	14,0
50 X 50 X 5	0,716	0,284	0,0284	0,0113	7,0	130 X 130 X 12	0,719	0,281	0,0119	0,00464	16,8
50 X 50 X 6	0,708	0,292	0,0234	0,00967	8,4	130 X 130 X 14	0,712	0,288	0,0101	0,00468	19.6
						130 х 130 х 16	0,706	0,294	0,00876	0,00365	22,4
60Х60Х 5	0,723	0,277	0,0287	0,0110	7,0						
60 X 60 X 6	0,717	• 0,283	0,0237	0,00937	8,4						
60Х60Х 8	0,703	0,297	0,0174	0,00737	11,2	150 X 150 X 12	0,723	0,277	0,0120	0,00458	16.8
						150 X 150 X 14	0,719	0,281	0,0102	0,00398	19,6
65 X 65 X 6	0,720	0,280	0,0238	0,00927	8,4	150 X 150 X 16	0,713	0,287	0,00885	0,00356	22,4
65 У 65 X 8	0,708	0,292	0,0176	0,00725	И,2	150 X 150 X 18	0,708	0,292	0,00780	0,00322	25,2
65 X 65 X Ю	0,695	0,305	0,0137	0,00605	14,0	150 X 150 X Ю	С,702	0,298	0,00696	0,00296	28,0
75 X 75 X 6	0,725	0,275	0,0241	0,00911	8,4						
75 X 75 X 8	0,715	0.285	0,0177	0,00707	11,2	180 X 180 X 14	0,724	0,276	0,0103	0,00391	19,0
75 X 75 X Ю	0,704	0,296	0,0140	0,00587	14,0	180 X 180 X 16	0,719	0,281	0,00892	0,00344	22,4
75 X 75 X 12	0,688	0,312	0,0114	0,00516	16,8						
80 X 80 X 8	0,716	0,284	0,0178	0,00705	11,2	200 X 200 X 16	0,723	0,277	0,00897	0,00349	22,4
80 х 80 X Ю	0,706	0,294	0,0140	0,00583	14,0	200 X 200 X 18	0,719	0,281	0,00792	0,00309.	25,2
						200 X 200 X 20	0,715	0,285	0,00709	0,00283	28,0
90 X 90 X 8	0,721	0,279	0,0179	0,00692	11,2	200 X 200 X 24	0,708	0,292	0,00585	0,00241	33,6
90 X 90 X Ю	0,712	0,288	0.0141	0,00571	14,0						
90 X 90 X 12	0,703	0,297	0,0116	0,00491	16,8						
90 X 90 X 14	0,696	0,304	0,00986	0,00431	19,6						


В. Неравнобокие уголки

Размеры уголков	Приварка широкой полкой				Приварка узкой полкой				2 т
	Коэфициенты для определения усилия		Коэфициенты для определения ра- бочей длины шва		Коэфициенты для определения усилия		Коэфициенты для определения ра- бочей длины шва		
	С1		К	*2	fl	с2		*2	
30 X 20 X 4	0,653	0,347	0,0323	0,0172	0,725	0,275	0,0359	0,0136	5,6
45 X 30 X 4	0,671	0,329	0,0332	0,0163	0,753	0,247	0,0373	0,0122	5,6
45 X 30 X 6	0,653	0,347	0,0216	0,0115	0,727	0,273	0,0241	0,00904	8,4
60 X 40 X 5	0,675	0,325	0,0268	0,0129	0,758	0,242	0,0301	0,00960	7,0
60 X 40 X 6	0,667	0,333	0,0221	0,0110	0,748	0,252	0,0248	0,00834	8,4
60 X 40 X 8	0,653	0,347	0,0162	0,00861	0,728	0,272	0,0181	0,00675	1.1,2
75 X 50 X 5	0,681	0,319	0,0270	0,0127	0,766	0,234	0,0304	0,00929	7,0
75 X 50 X 6	0,675	0,325	0,0224	0,0108	0,758	0,242	0,0251	0,00801	8,4
75 X 50 X 8	0,664	0,336	0,0165	0,00836	0,752	0,258	0,0187	0,00640	11,2
75 X 50 X Ю	0,653	0,347	0,0130	0,00688	0,728	0,272	0,0144	0,00540	14,0
80 х 55 X 6	0,680	0,320	0,0225	0,0106	0,758	0,242	0,0251	0,00801	8,4
80 X 55 X 8	0,670	0,330	0,0166	0,00819	0,744	0,256	0,0184	0,00639	11,2
80 X 55 X Ю	0,660	0,340	0,0131	0,00675	0,731	0,269	0,0145	0,00534	14,0
90 X 60 X 6	0,680	0,320	0,0225	0,0106	0,765	0,235	0,0253	0,00778	8,4
90 X 60 X 8	0,671	0,329	0,0167	0,00816	0,752	0,248	0,0187	0,00615	11,2
90 X 60 X Ю	0,661	0,339	0,0131	0,00672	0,740	0,260	0,0147	0,00516	14,0
100 X 75 X 8	0,689	0,311	0,0171	0,00772	0,749	0,251	0,0186	0,00623	11,2
100 X 75 X Ю	0,680	0,320	0,0135	0,00635	0,739	0,261	0,0147	0,00518	14,0
100 X 75 X 12	0,673	0,327	0,0111	0,00540	0,728	0,272	0,0120	0,00450	16,8
120 X 80 X 8	0,679	0,321	0,0168	0,00797	0,765	0,235	0,0190	0,00583	И.2
120 X 80 X Ю	0,673	0,327	0,0134	0,00649	0,755	0,245	0,0150	0,00486	14,0
120 X 80 X 12	0,666	0,334	0,0110	0,00552	0,745	0,255	0,0123	0,00421	16,8
130 X 90 X 8	0,686	0,314	0,0170	0,00779	0,766	0,234	0,0190	0,00581	11.2
130 X 90 X Ю	0,680	0,320	0,0135	0,00635	0,757	0,243	0,0150	0,00482	14,0
130 X 90 X 12	0,673	0,327	0,0111	0,00540	0,748	0,252	0,0124	0,00417	16,8
130 X 90 X 14	0,667	0,333	0,00945	0,00472	0,739	0,261	0,0105	0,00370	19,6
150 х юо X ю	0,679	0,321	0,0135	0,00637	0,765	0,235	0,0152	0,00466	14,0
150 X ЮО X 12	0,673	0,327	0,0111	0,00540	0,757	0,243	0,0125	0.00402	16,8
150 X ЮО X 14	0,668	0,332	0,00846	0,00470	0,749	0,251	0,0106	0,00356	19,6
150 X ЮО х 16	0,663	0,337	0,00822	0,00418	0,742	0,258	0,00921	0,00321	22,4
180 X 120 X 12	0,678	0,322	0,0112	0,00532	0,765	0,235	0,0126	0,00388	16,8
180 X 12ЭХ 14	0,674	0,326	0,00955	0,00462	 0,758	0,242	0,0107	0,00343	19,6
180 X 120 X 16	0,669	0,331	0,00830	0,00417	0,752	0,248	0,00933	0,00308	22,4
200 X 120 X 12	0,668	0,332	0,0110	0,00549	0,777	0,223	0,0128	0,00369	16,8
200 X 120 X 14	0,664	0,336	0,00941	0,00476	0,770	0,230	0,0109	0,00326	19,6
200 X 120 X 16	0,660	0,340	0,00819	0,00422	0,763	0,237	0,00947	0,00294	22,4


	Таблицы моментов и опорных реакций многопролетных балок а) Влияние постоянной нагрузки р  (равномерно распределенная нагрузка по всей длине многопролетной балки)									
	Значение искомых величин	Число пролетов						Множи- тель		
		2	3	4	5	6	7			
	Ло	  Л1 	  	  ^з	  М,	  мъ	  м3	  max Afh	  max		  max Mb	  max Mu	  *i	  xi	  *s	  		0,375 1.250  -0.125  —  + 0,070  -  0,375  —	0,400  1,100  — 0,100  + 0,080  + 0,025  0,400  0,500	0,393  1,143  0,929,  — 0,107  - 0,071  + 0,077  + 0,036  0,393  0,536	0,395 1,132 0,974  — 0,105 - 0,079  + 0,078 + 0,033 + 0,046  0,395 0,526 0,500	0,394 1,135  0,962  1,019  — 0,106 - 0,077 - 0,087  + 0,078 + 0,034 + 0,043  0,394 0,529  0,490	0,394 1,134  0,965 1,007  - 0,106 - 0,077 — 0,085  + 0,078 + 0,034 + 0,044 + 0,040  0,394 0,528  0,493 0,500		pl   рр  рр  1	
	б) Влияние подвижной нагрузки q  (сплошная равномерная нагрузка, распределенная по пролетам невыгоднейшим образом)									
	Значение искомых величии	Число пролетов						Множи- тель		
		2.	3	4	5	6	7			
	А, 	  3'.	  А	  Л#!	  М3	  М3	  max Мх.........  шах Л41з	  max Л4Ь	  max Л4Ь	  xi	  	  хз	  х4		0,438 1,250  —  — 0,125  —  + 0,096  —  0,438	0,450  1,200  -0,117  + 0,101  + 0,075  0,450  0,500	0,446  •1,223 1,143  — 0.121  — 0,107  + 0,100  + 0,081  0,446  0,518	0,147 1,218 1,167  - 0,120 -0,111  + 0,100 + 0,079 + 0,086  0,447 0,513 0,500	0,447 1,219 1,162  1,192  — 0,120 — 0,110 — 0,115  4*0,100 + 0,079 4* 0,084  0,447 0,514 0,495	0,447 1,219 1,163 1,186  -0,120 -0,111 — 0,114  + 0,100 4* 0,079 + 0,085 + 0,083  0,447 0,514 0,495 0,500		<?/ /	
	Примечание, / —длина одного пролета; р н q ~~ нагрузки на 1 пог. единицу; Лп, Л2, Аа — опорные реакции;	М2, Л43 — опорные моменты; max Мц — max Мц — наиболь-  шие моменты на пролетах; хь х2, х3, х4 — расстояние сечений с наибольшим положительным моментом от ближайшей левой опоры.									
Таблица болтов по Витворту

Размеры и допускаемые нагрузки

Наружный диа- метр нарезки d		Стержень		Число нарезок		'ай ки гно	ie гаеч- юча ино)	'ОЛОВКИ гно	3 « О О s * с-Si. _ Я W 5 й	
		Виутрен.	Поперечное	дюйм	тз					
									гв S	“о.  £= sg
		диаметр	сечение	S X	х- S	а « е-	£ 5 3	и в;	се  Ж	Z7 * 3 2
Дюймы	ММ	<7Г м м	т. df ,  —г1 СИ’ 4	о  Г	*  X	Высот округ	Отвер ного (ОКРУ1	о >, У 2  СО О	Е	вая н< болт s пуска< жен. в
	6,35	4,72	'	0,175	20	5	6	4	13		185
3/1в	7,94	6,13	0,295	18	5®/«	8	6	16		310
8/в	9,52	7,49	0,441	16	6	10	7	19		465
7/16	11,11	8,79	0,607	14	6*/в	11	8	21		640
’/2	12,70	9,99	0,784	12	6	13	9	23		825
5/s	15,87	12,92	1,311	11	6’/8	16	И	27		1 380
8Л	19,05	15,80	1,961	10	7И	19	13	33		2 060
7/«	22,22	18,61	2,720	9	7’/в	22	15	36		2 860
1-	25,40	21,33	3,573	8	8	25	18	40		3 750
	28,57	23,93	4,498	7	77/в	29	20	45		4 720
I1/*	31,75	27,10	5.768	7	8?/<	32	22	50		6 060
1’/в	34,92	29,50	6,835	6	81/*	35	24	54		7 180
1*/8	38,10	32,68	8,388	6	9	38	27	58		8810
1%	41,27	34,9 4	9,495	5	8‘/6	41	29	63		9 970
18/<	44,45	37,94	11,31	5	8з/4	44	32	67		И 870
1?/8	47,62	40,40	12,82	4И	87/и	48	34	72 ,		13460
2	50,80	43,57	14,91	4И	9	51	36	76		15 650
21/*	57,15	49,02	18,87	4	9	57	40	85 j		19 810
2’/2	63,50	55,37	24,08	4	10	64	45	94 !		25 280
28/4	69,85	60,55	28,80	ЗИ	96,'я	70	49	103 1		30 240
3	76,20	66.90	1	35,15	ЗИ	юи	76	53	112 |		36 910

Вес железных гаек, болтовых головок и подкладных шайб

Наружный диа- метр нарезки в дюймах	Вес одной		штуки в	кг
	Шестигранной гайки	Шестигранной головки	Квадратной ГОЛОВКИ	Подкладной шайбы
*/2	0,036	0,032	0,037	0,013
’/,8	0,058	0,054	0,063	0,018
3/4	0,105	0,096	0,110	0,036
7/я	0,137	0,131	0,152	0,049
1	0,187	0,195	0,225	0,058
1*/в	0,274	0,274	0,316	0,062
I1/#	0,367	0,372	0,429	0,074
ОГЛАВЛЕНИЕ

Стр.

5

6
10
И
14
16

17

26

32
34

40

43

44

49
50

55

58
61

64

73

Предисловие..................................

Глава первая

Краткий обзор техники сварки с объяснениями
к техническим условиям и нормам для сварных
металлических конструкций и сооружений

1.	Материал (к § 2)..........................

2.	Способы сварки (к § 3)....................

3.	Расчет сварных швов (к § 4)...............

4.	Допускаемые напряжения в сварных швах . . .

5.	Конструирование элементов сооружений ....

6.	Производство дуговой сварки...............

7.	Испытание сварных соединений..............

Глава вторая

Фермы и рамы

А. Фермы.....................................

1.	Расчет и конструкция соединения стержней .

2.	Расчет и конструирование узлов........

3.	Соединение составных поперечных сечений
стержней.................................

В.	Конструкции со сплошными стенками........

1.	Общие сведения........................

2.	Расчет и конструкция узлов жестких рам. .

С. Прогоны...................................

1.	Укрепление прогонов...................

2.	Шарниры для балок Гербера.............

Глава третья

Балки

А.	Сварные соединения прокатных балок.......

1.	Расчет и конструкция опор балок иа стенах .

2.	Расчет и конструкция опорного уголка балки.

3.	Расчет и конструкция опорной планки . . .

4.	Способ устройства и расчет простого соеди-
нения балок..............................

5.	Расчет и способ устройства опоры балок на
стойках..................................

6.	Расчет н способ устройства вырезов балок .

7.	Конструкция и расчет жесткого соединения
в стыке..................•...............

8.	Расчет и конструкция частично защемлен-
ного соединения балок ...................

Стр.

9.	Расчет и конструкция шарнирного стыка . .	75

В.	Сварные балки . . . ...................... 78

1.	Общие сведения.......................... —

2.	Соединение горизонтальных листов с верти-
кальной стенкой............................ —

3.	Ребра жесткости........................ 82

4.	Стык вертикальной стеики............... 83

5.	Стык горизонтальных листов............. 84

6.	Монтажный стык......................... 88

С.	Дополнительные сведения об устройстве под-
крановых балок................................ 89

1.	Расчет и устройство подкрановых балок . . —

2.	Прикрепление рельсов................... 91

Глава четвертая

Фахверковые сооружения

А.	Общие сведения.......................... 92

1.	Расчет и конструкция опор стоек....... —

2.	Расчет н конструкция стыков стоек .... —

3.	Расчет и конструкция планок и решетки . . —

4.	Расчет и конструкция простого балочного
соединения .............................. —

5.	Расчет и конструкция жесткого соединения
ригеля................................... —

В.	Пять числовых примеров по расчету н конструи-

рованию жестких узлов многоэтажных рам . . 95

1.	Первый числовой пример.................. —

2.	Второй числовой пример................. 96

3.	Третий числовой пример................. 99

4.	Четвертый числовой пример..............103

5.	Пятый числовой пример..................110

Глава пятая

Стойки

А.	Стойки многоэтажных зданий и маятниковые
опоры..........................................ИЗ

1.	Расчет н конструкция башмаков стоек ...	—

2.	Расчет н конструкция присоединения балок
перекрытия к голове стойки.................120

3.	Расчет и конструкция стыков стоек ...	121

4.	Расчет и конструкция планок, соединяющих
ветви стойки...............................124

В.	Колонны, защемленные внизу.................126

1.	Расчет и конструкция башмака............. —

2.	Расчет и конструкция капители колонн . . 133

Приложения

Ответственный редактор Н. Н. Аистов
Технический редактор Л. В. Воронецкая
Издат № С—22-5-3

Сдано в набор 3l|VIll 1934 г.

Печатных листов 25

Формат вгхИО1/^

Леигорлит № 723

Тираж 10.000

Подписано к печати 3|1П 1935 г.

Издательских листов 23,3

Колич. знаков в пачатном листе-----

Заказ № 5673

Типография ..Советский Печатни»*, Меховая, 40