3. П. Бондурянсний, М. А. Дьячков, Э. Е. Меяамед
МОРСКИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ
СУДА
(ПРОЕКТИРОВАНИЕ КОРПУСА)
ИЗДАТЕЛЬСТВО «СУДОСТРОЕНИЕ»
Ленинград
1966

ОГЛАВЛЕНИЕ
•	Стр.
Предисловие	 5
Глава I. Область применения железобетона в судостроении	 6
§ 1. Краткая историческая справка о развитии железобетонного
судостроения 	 —
§ 2. Типы судов, постройка которых из железобетона рациональна 26
§ 3. Особенности эксплуатации железобетонных судов	28
§ 4. Технико-экономические характеристики железобетонных су¬
дов 	31
Глава II. Материалы, применяемые в железобетонном судостроении . . 33
§ 1. Классификация железобетона, используемого в судостроении —
§ 2.	Судостроительные бетоны	34
§ 3.	Физико-механические свойства составляющих бетона ....	39
§ 4.	Составы судостроительных бетонов и свойства бетонных смесей	42
§ 5.	Арматура	44
§ 6.	Физико-механические свойства железобетона	51
§ 7.	Армоцемент	56
§ 8.	Разновидности судовых железобетонных конструкций ...	57
Г лава III.	Проектирование железобетонного судна	61
§ 1.	Определение формы корпуса и главных размерений	—
§ 2. Выбор материала для постройки корпуса, определение си¬
стемы и элементов набора	•	. 65
§ 3. Особенности проектирования судов из предварительно напря¬
женного железобетона, армоцемента и оболочечной конструк¬
ции 	  74
§ 4. Расчет прочности корпуса железобетонного судна ... г . 80
§ 5. Расчет прочности судовых конструкций из предварительно на¬
пряженного железобетона и армоцемента	108
§ 6. Расчет прочности железобетонных судов с развитыми металли¬
ческими надстройками	130
§ 7. Некоторые особенности проектирования общего расположе¬
ния железобетонного судна	131
Глава IV. Конструкция элементов корпуса железобетонных судов . . . 133
. § 1.	Общие положения	—
§ 2.	Железобетонный корпус	149
§ 3.	Надстройки и рубки	159
§ 4.	Соединения железобетонных	конструкций	—
§ 5.	Соединение железобетонных конструкций с металлическими . 176
§6. Перспективы развития железобетонного судостроения . . . 182
1 *
1	3

Приложение 1. Пример выбора главных размерений, элементов и
водоизмещения железобетонного судна	185
Приложение 2. Пример расчета общей прочности	188
Приложение 3. Расчет прочности и выбор арматуры флора . . . 190
Приложение 4.	Расчет прочности плит борта	193
П р и л о ж е н и е 5. Расчет прочности поперечной водонепроницаемой
переборки	195
Литература 	199

ПРЕДИСЛОВИЕ
Область использования железобетона для постройки корпусов
судов непрерывно расширяется, и в настоящее время железобетон
занял в судостроении прочное место как материал, имеющий преи¬
мущества перед сталью при создании стояночных судов и некоторых
плавучих сооружений.
Железобетонное судостроение завоевало право на существова¬
ние, несмотря на то, что у отдельных кораблестроителей до сих пор
не исчезло предубеждение к постройке судов из железобетона.
Конкурентоспособность железобетона по сравнению с другими
материалами, применяемыми для изготовления корпусов судов,
обусловлена его долговечностью, возможностью изменения физи¬
ческих и механических свойств бетона в весьма широких пределах,
что позволяет создавать конструкции, обладающие оптимальными
технико-экономическими показателями.
За последние годы в отечественном железобетонном судострое¬
нии накоплен значительный опыт применения сборных элементов
для постройки корпуса, проведены большие научно-исследователь¬
ские и опытно-конструкторские работы по унификации конструк¬
ций секций и межсекционных соединений, многое сделано для соз¬
дания и освоения прогрессивных методов индустриальной постройки
корпусов судов.
В то время как проектированию стальных судов посвящены мно¬
гочисленные труды и исследования, по проектированию железобе¬
тонных судов, за исключением монографий и статей Ю. А. Шиман¬
ского, К. П. Боклевского, И. Н. Сиверцева, Н. М. Егорова, Г. В. Тан-
хельсона, Г. Д. Булаха, нет достаточно подробных материалов,
необходимых работникам конструкторских бюро и верфей железо¬
бетонного судостроения.
В предлагаемой книге сделана попытка обобщить опыт проекти¬
рования морских железобетонных судов (их конструкций и отдель¬
ных узлов), предложить проверенные практикой решения судовых
конструкций и рассмотреть методы проектирования.

Глава I
ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
В СУДОСТРОЕНИИ
§ 1. КРАТКАЯ ИСТОРИЧЕСКАЯ СПРАВКА О РАЗВИТИИ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО СУДОСТРОЕНИЯ
Железобетон как судостроительный материал впервые был при¬
менен во Франции более ста лет назад: в 1849 г. Ламбо построил
в Марселе железобетонную шлюпку.
ч До первой мировой войны из железобетона строили отдельные
несамоходные паромы, баржи, понтоны, а также морские транспорт¬
ные самоходные суда. Так, в 1912 г. в Гамбурге было построено
самоходное судно грузоподъемностью 250 т.
В то же время были начаты исследования основных свойств же¬
лезобетона как судостроительного материала: прочности, водоне¬
проницаемости, стойкости к агрессивному действию морской воды и
суровым климатическим условиям. Выяснялись возможности сни¬
жения объемного веса судостроительного бетона.
Относительно крупные морские железобетонные суда начали
строить в 1915 г. в Германии, Англии, США, а позднее — во Фран¬
ции и других странах.
В Англии в годы первой мировой войны было основано более
20 верфей для строительства железобетонных судов. Суда строили
в соответствии с программой, разработанной Адмиралтейством,
которая предусматривала постройку около 200 судов, в основном
морских барж грузоподъемностью 1000 tn, буксиров мощностью
750 л. с., сухогрузов грузоподъемностью 11000 т.
В это же время в США по утвержденной правительством прог¬
рамме было построено более 40 железобетонных судов общей грузо¬
подъемностью 300 тыс. т на верфях железобетонного судостроения
в Сан-Франциско, Брунсвике, Вильмингтоне, Сан-Диего и других
городах.
Суда в основном проектировал отдел бетонного судострое¬
ния, входивший в организацию, занимавшуюся постройкой коммер¬
ческих судов, а также выполнявшую большие опытно-конструктор-4
ские и научно-исследовательские работы в области железобетонного
судостроения.

В результате исследований было спроектировано и построено
много самоходных морских железобетонных судов: сухогрузов гру¬
зоподъемностью 3000, 3500 и 7500 т, а также танкеров грузоподъем¬
ностью 7500 т, отличавшихся хорошими мореходными качест¬
вами.
В Германии в период первой мировой войны строили баржи гру¬
зоподъемностью 675 и 825 tn, а также лихтеры грузоподъемностью
> 600, 1000 и 1200 т, обладавшие удовлетворительными мореходными
качествами.
В эти годы в Данни, Швеции и Норвегии были созданы морские
самоходные суда грузоподъемностью 700 и 1000 т. В Италии
в 1921 г. был спущен на воду плавучий железобетонный док грузо¬
подъемностью 2000 т, а в 1922 г.— железобетонный теплоход гру¬
зоподъемностью 3000 т.
Железобетонные суда строили также и французские фирмы:
в 1917—1921 гг. во Франции — около 100 судов различных типов,
а в Сайгоне — двухвинтовой грузовой теплоход дедвейтом 2500 т,
совершавший регулярные рейсы между Сингапуром, Сайгоном и
Гонконгом.
После первой мировой войны новизна железобетона как судо¬
строительного материала, отсутствие достаточно обоснованных ме¬
тодов расчета прочности корпусов железобетонных судов усложняли
назначение класса железобетонным судам и их страховку, однако
хорошие эксплуатационные качества железобетонных судов позво¬
лили классификационным обществам разработать правила класси¬
фикации и постройки железобетонных судов.
Правила постройки железобетонных судов были основаны на
методах расчета прочности наземных железобетонных сооружений,
а также проектирования стальных судов. Правила носили общий
характер, представляя тем самым значительную свободу действий
проектантам и строителям.
В 1919—1922 гг. эти правила были введены в действие в Герма¬
нии (для морских судов и судов внутреннего плавания отдельно),
Англии, Дании, Норвегии, США и других странах.
Железобетонные суда, построенные по этим правилам, отвечали
требованиям, предъявляемым к соответствующим им по классу
стальным судам, а по ряду эксплуатационных показателей (простота
ремонта, долговечность конструкции, отсутствие необходимости
докования и т. д.) превосходили их. Таким образом, железобетон
прочно зарекомендовал себя как судостроительный материал.
Рассмотрим наиболее интересные по конструктивным решениям
железобетонные суда, построенные в первую мировую войну и в
последующее десятилетие после нее.
На рис. 1 показана конструкция корпуса морских лихтеров
грузоподъемностью 1000 т, строившихся в Германии. Главные
размерения лихтера: длина 53,80 м, ширина по палубе 10,80 м,
ширина по днищу 10,00 м, высота борта 5,50 м. Расстояние между
7

8

Рнс. 2. Морской лихтер грузоподъемностью 1200
9

шпангоутами и между продольными связями 1160 мм, толщина
бортов и днища 80 мм. Лихтер строили сборно-монолитным ме¬
тодом.
Конструкция корпуса морского лихтера грузоподъемностью
1200 т, построенного также в Германии в 1920 г., показана на рис. 2.
Длина корпуса судна 57,00 м, ширина 10,50 м, высота борта 4,80 м,
осадка в грузу 3,90 м, водоизмещение 1918 т, толщина днища 50 мм,
бортов — 60 мм.
Рис. 3. Баржа французской постройки
Баржи, строившиеся большими сериями во Франции (рис. 3),
имели следующие размерения: длину 55,00 м, ширину 7,80 м, вы¬
соту борта 3,60 м, осадку в грузу 3,00 м.
В табл. 1 приведены основные данные о морских судах отдель¬
ных типов, строившихся в США. Эти суда имели в пределах цилин-'
дрической вставки упрощенные обводы. Для постройки судов ис¬
пользовали как тяжелый, так и легкий бетон (керамзитобетон) ма¬
рок 350—400, имевший объемный вес до 1800 кг/м3.
Стремление максимально использовать хорошую работу железо¬
бетона на сжатие и уменьшить вес корпуса привело к созданию кор-,,
пусов судов оригинальных конструкций.
На рис. 4 показан танкер грузоподъемностью 2000 т, построен-,
ный в США в 1920 г. Корпус танкера имеет форму двух пересекаю¬
щихся цилиндров, соединенных в нижней части днищем, а в верх¬
ней палубой. Судно построено из сборных элементов, бетониро-
10

вавшихся в вертикальной скользящей опалубке. Длина судна
90,85 м, ширина 10,28 м, высота борта 6,65 м. Цилиндры, образую¬
щие судно, имеют внутренний диаметр 5,79 м, наружный 6,22 м,
толщину в районе днища 250 мм, в районе палубы — 180 мм. Судно
Рнс. 4. Танкер грузоподъемностью 2000 т\ а — сечение по танкам; б — се¬
чение по машинному отделению
1 — воздушный канал; 2 — нефтяной танк; 3 — нефтяной канал; 4 — двигатель
Таблица 1
Железобетонные морские суда, строившиеся в США
Данные
Типы
судов
СУ
X о г р у з ы
танкер
Длина между перпен¬
дикулярами, м ■
Длина наибольшая, м
Ширина	»	, м
Высота борта, м
Осадка в полном
Грузу, м
Водоизмещение в гру¬
зу, т
Грузоподъемность, т
Скорость хода, узлы
Шпация, см
Толщина	обшивкн
днища, см
Толщина	обшнвкн
борта, см
Материал надстроек и
Рубок
Вес арматуры, т
Объем бетона в кор¬
пусе, м3
76,.2
79
13,1
8,2
6,9
5240
2766
10,5
151
12,7
13,0
500
834
82
86
14
8,55
7,3
6310
3590
10,5
151
12,7
10,0
506
855
82
86
14
8,1
7,2
6220
3347
10,5
121
12,7
12,7
Б е
764
128
131
16,5
11,0
7,95
13 000
7499
10,5
380
11,0
16,5
о и
1540
1948
97,5
13,4
9,15
7,32
8150
5000
10,0
488
11,5
10
128
131
16,5
11,0
7,95
13 000
7445
10,5
130
12,7
10
1550
1955
11

не имеет поперечного набора и разделяется на танки переборками,
расположенными на расстоянии 9,15 м одна от другой. Для по¬
стройки судна был использован легкий бетон.
Грузовое судно весьма интересной конструкции (рис. 5) было
построено в Дании. Набор днища корпуса судна состоит из взаимно
пересекающихся раскосных ферм. Длина судна 70,41 м, ширина
11,18 ж, высота (с башнями) — 7,75 м, осадка в грузу 5,35 м, водо¬
измещение 3300 т, грузоподъемность — 1800 т, мощность машин
600 л. с., скорость хода
7,5 узла.
В Швеции было построено
судно с корпусом оболочеч¬
ной конструкции грузоподъ¬
емностью 700 т при длине
42 м (рис. 6).
В Италии, кроме транс¬
портных судов, строили пла¬
вучие железобетонные доки
грузоподъемностью 2000 т,
имевшие следующие разме¬
Рис. 5. Грузовое судно водоизмещением
3300 т
рения.
Длина (с консолями), м . . 64,15
Ширина, м:
внутренняя (между
башнями)	15,00
наибольшая	21,00
Высота, м	10,40
Максимальная осадка до¬
ку емых судов, м . . . . 5,00
Доки предназначались для
ремонта судов среднего тон¬
нажа. Конструкция дока по¬
казана на рис. 7.
После первой мировой войны строительство железобетонных су¬
дов за границей почти прекратилось, что объяснялось в первую
очередь избытком тоннажа транспортного флота (тысячи судов были
поставлены на прикол).
Прекращению постройки железобетонных судов способствовало
также то, что страховые и классификационные общества (шедшие на
поводу у ведущих сталелитейных и судостроительных фирм) взи¬
мали повышенные страховые сборы и требовали чуть ли не ежегод¬
ной постановки железобетонных судов в док, что приводило к зна¬
чительному увеличению эксплуатационных расходов.
Несмотря на это, выгодность и целесообразность постройки же¬
лезобетонных судов была признана специалистами. Так, на первом
Международном конгрессе по бетону и железобетону в Льеже в
1930 г. констатировалось следующее: «Хотя железобетонное судо¬
строение в Англии прекратилось . . . , опыт показал, что оно весьма
12
выгодно с конструктивной точки зрения. Поэтому необходимо прийти
к заключению, что во многих случаях можно с выгодой продолжать
применение железобетонных судов».
Строительство железобетонных судов возобновилось во вто¬
рую мировую войну. Недостаток стали, отсутствие высококвали¬
фицированных рабочих и еще больший недостаток в транспортных
судах, чем в годы первой мировой войны, вынудили многие капита¬
листические страны развернуть строительство железобетонных
судов.
Рис. 6. Судно грузоподъемностью 700 т
В 1939 г. в Англии было намечено построить 273 железобетонных
баржи внутреннего плавания грузоподъемностью по 200 т. Суда
имели следующие размерения: длину 25,6 м, ширину 6,9 м, высоту
борта 2,97 м. Баржи строили сборно-монолитным методом. Весь
корпус барж состоял из сборных элементов; оконечности выпол¬
няли из стали. Для защиты корпуса от повреждений были преду¬
смотрены деревянные привальные брусья.
Эти суда строили на трех верфях высокими темпами. Так, на од¬
ной из Лондонских верфей строили одновременно 37 корпусов, ко¬
торые спускали на воду через каждые 72 часа. Баржи оправдали себя
в эксплуатации как на внутренних водных путях, так и на море при
рейдовых операциях.
Кроме этих судов, в Англии строили баржи композитной кон¬
струкции — со стальным набором и железобетонной обшивкой —
грузоподъемностью по 200 т. Длина барж 26,00 м, ширина 6,70 м,
13

Рис. 7. Плавучий док
Все размеры
14

грузоподъемностью 2000 т
в метрах
15

высота борта 3,70 м. Набор корпуса состоял из поперечных метал¬
лических рам, между которыми натягивали арматурные сетки; всю
шпацию бетонировали заподлицо с набором.
В наиболее часто повреждаемых местах наружной поверхности
судна на металлический набор наваривали металлические листы,
которые были так распределены, что одновременно защищали от
истирания бетон и придавали корпусу баржи дополнительную проч¬
ность.
Из судов, построенных в Англии в годы второй мировой войны,
следует отметить 800-тонные плавучие доки (свыше 50). Их строили
в хорошо оборудованных крановым хозяйством котлованах из пло¬
ских безнаборных плит, которые изготавливали на полигонах.
Сборка дока, включая испытание, занимала 6 недель. После сдачи
доки буксировали в Средиземное море и в Индийский океан. При
буксировке и в эксплуатации доки зарекомендовали себя хорошо,
они оказались не хуже металлических.
Много железобетонных судов было построено в Германии: тан¬
керы грузоподъемностью 3000 и 3400 т, лихтеры грузоподъемностью
700 и 1000 т, сухогрузные суда грузоподъемностью 3700 и 4200 т,
а также рыболовные траулеры. Все эти суда показали хорошие
эксплуатационные качества. Суда были построены монолитным или
сборно-монолитным методом.
Кроме судов с упрощенными обводами и ненапряженной арма¬
турой, немецкие специалисты пытались создать суда оболочечного
типа и использовать предварительное напряжение арматуры. Так,
в 1942 г. в Рюгенвальде был построен корпус морского танкера
оболочечной конструкции водоизмещением 6560 т. Длина танкера
90,00 м, ширина 15,00 м, высота борта 7,90 м. Для постройки этого
судна использовали тяжелый бетон. Корпус судна был безнабор-
ным, через каждые 4,6 м по длине судна располагались переборки,
на которые опирались борта, палуба и днище. Судно было спущено
на воду и отбуксировано в Штеттин, но в связи с окончанием войны
не было достроено.
Кроме этого танкера, было построено несколько речных несамо¬
ходных и самоходных судов оболочечной конструкции. Самоходные
суда строили на верфях в Роттердаме. Длина судов 40,50 м, ширина
7,00 м, высота борта 3,40 м, грузоподъемность 337 т, скорость хода
8,2 узла. В эксплуатацию было сдано 9 таких судов.
В 1943 г. в Германии начали строить суда из предварительно
напряженного железобетона. Были построены три баржи грузо¬
подъемностью по 180 т (рис. 8 и 9). Длина барж 35,00 м, ширина
6,60 м, высота борта 2,10 м.
США также строили железобетонные суда во вторую мировую
войну. Строительство было сосредоточено в основном на пяти
верфях, специализированных по типам судов. Из судов, построен¬
ных на этих верфях, отметим лихтеры водоизмещением 3000 т, не¬
фтеналивные и сухогрузные баржи водоизмещением 11 200 т.
16

Рис. 8. Баржа из предварительно напряженного железобетона
Рис. 9. Носовая оконечность баржи из предварительно напряженного
железобетона
2 Заказ № 2329
ЯИЧНАЯ
' Е1Ж А Л
я, .йДНОі Ь-Л.А	_

Характерная особенность их конструкции — сборные плоские бёз-
наборные плиты.
В 1943 г. в США было построено самоходное железобетонное
судно для плавания по Мексиканскому заливу. Судно имело во¬
доизмещение 10 950 т, дедвейт 5560 т и развивало скорость
хода до 10 узлов. Судно было сдано в эксплуатацию после дли¬
тельных и строгих испытаний, на которых железобетон оцени¬
вали как судостроительный материал. Испытания судна прошли
успешно, и была намечена программа строительства еще 103 та¬
ких же судов.
Как и прочие страны, США, кроме транспортных судов, строили
также стояночные суда, главным образом плавучие доки и базы.
Были сделаны попытки создать суда оболочечной конструкции.
В качестве модели для постройки танкеров водоизмещением 2000 т
был создан самоходный танкер цилиндрической формы водоизме¬
щением 187 т, который развивал скорость хода до 8 узлов. Однако,
несмотря на хорошие результаты испытаний, постройку этих судов
не продолжали в связи с избытком тоннажа стальных судов после
окончания второй мировой войны.
В США велась постройка десантных железобетонных судов
(рис. 10). Их строили оригинальным сборным способом из открытых
тонкостенных коробок 1,22 X 2 х 1,52 м и 1,3 х 1,5 х 2,13 м,
толщина стенок 49 и 37 мм. Результаты испытаний этих судов также
были хорошими.
Во время второй мировой войны железобетонные суда строили
также в Италии из так называемого ферроцемента, или, как его
принято называть у нас, армоцемента—высокопрочного цементно¬
песчаного бетона, дисперсно армированного ткаными стальными
сетками.
Из этого материала было начато строительство трех мотоботов
и одного парусного судна, но в связи с окончанием войны работы
не были завершены. После войны в Италии были построены из ар¬
моцемента две яхты и рыболовные суда, которые эксплуатируются
до сих пор.
С 1942 по 1956 г. в Болгарии было создано много железобетон¬
ных судов: 3 танкера грузоподъемностью по 3500 т, сухогрузные
баржи грузоподъемностью 500 tn, рыбообрабатывающие заводы
грузоподъемностью 320 т и брандвахты на 130 человек каждая.
Длина танкеров 90,00 м, ширина 15,00 м, высота борта 9,00 м; длина
сухогрузных барж и рыбозаводов 41,00 м, ширина 9,50 м, высота
борта 4,30 м; длина брандвахт 64,00 м, ширина 13,00 м, высота
борта 4,50 м. Танкеры оказались неудачно построенными; из-за
конструктивных и технологических недостатков и низкого качества
бетона происходила значительная фильтрация нефтепродуктов
через наружную обшивку судна. Поэтому после кратковременной
эксплуатации танкеры были поставлены на прикол. Прочие суда
до сих пор успешно эксплуатируются.
18

В 1958 г. в КНР построены и успешно эксплуатируются баржи
грузоподъемностью 40, 60, 80, 120 и 420 т, а также плавучие склады
и мелкие суда, в основном для обслуживания прибрежных сельско¬
хозяйственных районов.
В Англии с 1962 г. из армоцемента строят катера, которые по
прочности не уступают стальным: материал их корпуса обладает
упругостью, трещиностойкостью и коррозионной стойкостью. Они
, на 40—60% дешевле и на 5% легче деревянных. Корпуса армоце-
Рис. 10. Железобетонное десантное судно
ментных катеров изготовляют, нанося цементно-песчаный бетон
на металлическую армирующую сетку, уложенную на соответст¬
вующую опалубку. Корпус, снятый после формования с опалубки,
имеет гладкие с обеих сторон стенки толщиной 22 мм. Планширь,
привальные брусья и киль выполняют из дерева. Общее расположе¬
ние одного из таких катеров показано на рис. И.
Из судов, созданных за границей в последние годы, отметим реч¬
ную баржу грузоподъемностью 1000 т из армоцемента. чехословац¬
кой постройки и понтон для плавучего нефтеперегонного завода-,
построенный в Бельгии из предварительно напряженного железо¬
бетона.
Развитие железобетонного судостроения в СССР. Отечественные
судостроители уделяли много внимания железобетонному судострое-
2*	’	19

нию начиная с момента его возникновения и правильно оценивали
перспективы его развития (см. доклад корабельного инженера
Р. М. Ловягина «О применении железобетона в судостроении», опуб¬
ликованный в Ежегоднике Союза морских инженеров, т. II, 1917 г.),
однако в качестве судостроительного материала железобетон нашел
применение в нашей стране лишь после Октябрьской революции.
Рис. 11, Армоцементный катер
1 — штормовые леера; 2 — швартовные кнехты; 3 — брызгонепроницаемые окна с задви¬
гающимися стеклами; 4 — прожектор; 5 — форпик; 6 — туалет; 7 — пост управления
рулем и главным двигателем; 8 — сидение водителя; 9 — дверцы в форпик; 11 — сине¬
ние; 12 — топливные цистерны; 13 — машинное отделение; 14 — лоцманский салон;
15 — кормовой кокпит; 16 — откидная скамейка, закрывающая доступ к рулевому уст¬
ройству
В 1920 г. в СССР впервые был построен железобетонный понтон
для плавучего крана (понтон строила на открытой площадке артель
сезонных рабочих под руководством прораба-самоучки). После
спуска на воду плавучий кран много лет был в эксплуатации (в со¬
ставе технического флота Нижне-Волжского пароходства). Длина
понтона 11,50 м, ширина 8,00 м, высота борта 2,00 м, осадка в грузу
1,00 м, толщина обшивки 70 мм.
В 1922 г. Научно-технический комитет HKJ1C организовал ко¬
миссию по железобетонному судостроению, председателем которой
был назначен проф. К- П. Боклевский. В работе комиссии прини¬
мали участие акад. А. Н. Крылов, профессора П. Ф. Папкович,
В. Л. Поздюнин, Ю. А. Шиманский, Н. Н. Казанский, Д. Я. Аки-
мов-Перетц и другие.
20

Комиссия должна была способствовать быстрейшему восстанов¬
лению отечественного флота, организуя постройку части судов из
железобетона.
Перед комиссией по железобетонному судостроению в первую
очередь ставились следующие вопросы:
изучение физико-механических свойств железобетона как судо¬
строительного материала;
определение стоимости однотипных судов, построенных из раз¬
ных материалов — стали, дерева и железобетона,— и эксплуата¬
ционных расходов на них;
установление типов морских и речных железобетонных судов,
которыми можно было бы заменить суда стальные и деревянные;
выработка правил и норм для проектирования железобетонных
судов, а также определение технических заданий работ;
разработка наиболее рациональных конструкций корпусов же¬
лезобетонных судов;
установление общих требований к техническому оборудованию
заводов и верфей железобетонного судостроения.
В эти годы в соответствии с программой работы комиссии по же¬
лезобетонному судостроению были разработаны и в 1926 г. выпу¬
щены Регистром СССР первые отечественные «Нормы и правила для
железобетонного судостроения».
В 1926 г. все железобетонное судостроение было передано в ве¬
дение Ленинградского судотреста, где был создан специальный от¬
дел. Судотрест (позднее реорганизованный в Союзверфь) вел строи¬
тельство железобетонных судов на Ленинградской и Рыбинской
верфях.
Руководили судотрестом и отделом железобетонного судострое¬
ния корабельные инженеры В. П. Костенко, М. М. Обольянинов —
энтузиасты и активные пропагандисты железобетонного судострое¬
ния.
Самое активное участие в развитии железобетонного судострое¬
ния принял академик Ю. А. Шиманский (в последние годы своей
жизни бывший председателем Технического совета по железобетон¬
ному судостроению), который много сделал для того, чтобы железо¬
бетонное судостроение в нашей стране непрерывно совершенствова¬
лось и удовлетворяло нужды народного хозяйства в плавучих со¬
оружениях, стояночных и других судах.
В связи с острым недостатком доков в Ленинграде и других пор¬
тах нашей страны в 1925 г. было принято решение строить доки из
железобетона. Был запроектирован первый плавучий железобетон¬
ный док грузоподъемностью 6000 m для Канонерского завода
в Ленинграде. Строительство дока было начато в 1927 г. Согласно
проекту док должен был состоять из трех секций по 2000 m грузо¬
подъемностью каждая. Длина секции 45,00 м, ширина 26,00 ж,
ширина между башнями по стапель-палубе 20,00 м, высота борта
11,60 м, высота понтона 4,10 м. Набор понтонов состоял из
21

продольных и поперечных безраскосных ферм и водонепроницаемых
переборок. Толщина днища была 100 мм, палубы и борта — 70 мм.
В 1931 г. двухсекционный док вступил в эксплуатацию. Третья
секция дока так и не была построена. Двухсекционный док
до сих пор эксплуатируют без капитального ремонта.
В. 1926 г. НКПС предложил Ленинградскому судотресту спроек¬
тировать и построить железнодорожный железобетонный паром для
переправы через Волгу в районе Нижнего Новгорода. Паром пред¬
назначался для перевозки 22 товарных вагонов с паровозом. Длина
парома 72 м, ширина 15 м, высота борта 3,6 м, водоизмещение пон¬
тона 1400 т. Постройка парома началась в июне 1926 г. и в 1928 г.
была закончена. Весенним паводком 1929 г. паром был поднят на
воду и ушел своим ходом в Нижний Новгород, где сразу же начал
работать. Паром работал до 1934 г. по своему прямому назначению,
сейчас его используют как зерноперегружатель. После железобе¬
тонного парома на той же верфи был построен дебаркадер 60 X 12 X
X 2,5 м и два плашкоута для Каспийского пароходства (их размеры
132 X 8,25 X 2,5 м).
Строительство железнодорожного парома и ленинградских до¬
ков — новый шаг в развитии железобетонного судостроения в
СССР, это был переход от кустарных построек и опытного строитель¬
ства к плановой постройке железобетонных судов.
Опыт постройки ленинградских доков был положен в основу мно¬
гих исследовательских работ в области проектирования, конструи¬
рования и постройки. В начале 30-х годов вышли в свет первые
книги, посвященные отечественному железобетонному судострое¬
нию, написанные Ю. А. Шиманским и И. Н. Сиверцевым.
В 1930 г. Рыбинская верфь железобетонного судостроения на¬
чала плановую постройку большой серии дебаркадеров. Первые
дебаркадеры имели длину 65 м, ширину 14 м, высоту борта 3,8 м,
водоизмещение в полном грузу 1575 т, грузоподъемность 600 т.
Корпус дебаркадера был выполнен из железобетона, надстройка —
из дерева. Набор корпуса состоял из шпангоутных рам, днищевых
и бортовых стрингеров и карлингсов. Толщина палубы и перебо¬
рок — 50 мм.
Помимо дебаркадеров длиной 65 м на Рыбинской верфи строили
дебаркадеры грузоподъемностью 850 т (рис. 12). Длина этих де¬
баркадеров 85 м, ширина 20 м и высота борта 3,71 м, водоизмещение
в полном грузу 2580 tn. Дебаркадеры набраны по продольной си¬
стеме. Толщина днища, бортов и палубы — 50 мм, за исключением
среднего по длине района днища, которое усилено,— его толщина
55 мм. Все эти дебаркадеры эксплуатируются до настоящего вре¬
мени.
В 1936 г. остро встала проблема обеспечения своевременного
докования судов. При решении этой проблемы опять обратились
к железобетону. Был создан всесоюзный строительный трест «Док-
строй», который должен был организовать разовую постройку трех
22

плавучих доков. Трест имел две строительные площадки: одну —
в Ленинграде (эта площадка располагала ковшом для постройки
одного дока подъемной силой 6000 т) и другую — в Херсоне (на
херсонской площадке ковш был предназначен для одновременной
постройки двух доков подъемной силой 6000 и 4000 т). Длина дока
подъемной силой 6000 т. составляла 130 м, ширина 30,5 м, ширина
по стапель-палубе 22,5 м, высота борта 14,6 м, высота понтона
4,7 м. Плавучий док грузоподъемностью 4000 т отличался от дока
подъемной силой 6000 т лишь длиной, которая составляла 90 м.
Рис. 12. Железобетонный дебаркадер
Доки строили монолитным способом. Основная несущая конструк¬
ция понтона дока — проницаемые поперечные переборки, расстав¬
ленные на расстоянии 4,33 м одна от другой. На эти переборки опи¬
раются днищевые стрингеры и карлингсы. Башни набраны по попе¬
речной системе — из рам, установленных на расстоянии 1,44 м одна
от другой. Толщина днища 150 мм, стапель-палубы 100 мм, борта
90 мм, толщины переборок — от 70 до 120 мм.
Постройка трех доков прошла успешно. В результате этого вре¬
менные строительные площадки в Ленинграде и Херсоне были
реорганизованы в постоянно действующие промышленные предприя¬
тия’— судобетонверфи. Была создана проектная организация, на¬
чали проводить научно-исследовательские работы в области железо¬
бетонного судостроения. В Астрахани и Ростове с помощью железо¬
бетона отремонтировали несколько десятков несамоходных судов,
в основном нефтеналивных.
Отечественная война на несколько лет приостановила развитие
железобетонного судостроения. В 1943 г. началось строительство
23

Бакинской верфи железобетонного судостроения. Параллельно со
строительством верфи была организована постройка двух 100-тон¬
ных плашкоутов для обучения кадров. В 1944 г. на этой верфи была
построена нефтеналивная баржа грузоподъемностью 1000 т, кото¬
рая в эксплуатации себя не оправдала.
На Херсонской верфи с 1946 г. начато серийное строительство
плавучих доков подъемной силой 6000 т (рис. 13), которое успешно
продолжается и в настоящее время. Министерство Речного Флота
Рис. 13. Железобетонный плавучий док
с 1947 г. возобновило постройку железобетонных дебаркадеров.
Был создан ряд верфей. Большинство из них строит из сборного
железобетона дебаркадеры длиной 20, 45 и 65 м.
Большое значение приобретает развитие железобетонного судо¬
строения в СССР, особенно в настоящее время.
На основе планомерного развития народного хозяйства в СССР
намечена широкая программа строительства из железобетона до¬
ков различной грузоподъемности, дебаркадеров, причалов, бранд¬
вахт, рыбоморозильных баз и т. п. Из числа плавучих сооружений,
намечаемых к постройке в ближайшие годы, особенно интересны
комплексы плавучих городков для гидростроителей, нефтяников,
блоки приливных электростанций и т. д.
Верфи железобетонного судостроения и научно-исследователь¬
ские институты ведут работы, связанные с усовершенствованием
судовых железобетонных конструкций, улучшением методов их
проектирования и технологии постройки.
24

В соответствии с программой научно-исследовательских работ
в области железобетонного судостроения построено несколько экс¬
периментальных железобетонных судов для изучения ряда прогрес¬
сивных технологических процессов и новых конструкций, в том
числе следующие.
1)	Понтон из предварительно напряженного железобетона, по¬
строенный в 1961 г. Херсонской верфью железобетонного судострое¬
ния. Длина понтона 39,0 м, ширина 7,0 м, высота борта 2 м, тол-
Рис. 14. Понтон из предварительно напряженного железобетона
щина борта 35 мм, днища — 40 мм. Понтон собран из секций, арми¬
рованных предварительно напряженной струнной арматурой с пре¬
делом прочности 160 кг/мм2. Общая продольная прочность понтона
обеспечена предварительно напряженными пучками из высокопроч¬
ной проволоки, расположенными в продольном наборе (рис. 14).
Для постройки понтона использован бетон марки 400. Прочност¬
ные испытания понтона, проведенные на стапеле, подтвердили пра¬
вильность конструктивных решений и надежность методов расчета
прочности, использованных при проектировании судна. Понтон
спущен на воду и успешно эксплуатируется в качестве причального
сооружения.
2)	Баржа-площадка грузоподъемностью 500 tn из предварительно
напряженного керамзитобетона, построенная в 1962 г. Городецкой
верфью железобетонного судостроения. Длина баржи 57 м, ширина
10 м, высота борта 2,5 м, осадка в грузу 1,8 м.
25

Для армирования баржи, как и понтона, использована струнная
предварительно напряженная арматура с пределом прочности
160 кгІмм\ Баржа построена сборным методом из секций, в которые
уложен керамзитобетон марки 350. Прочностные и эксплуатацион¬
ные испытания баржи показали, что запроектированные эксплуата¬
ционные показатели достигнуты.
3)	Карчеподъемный кран с корпусом и надстройкой из армоце¬
мента, построенный в 1963 г. Длина корпуса крана 24 м, ширина
10,4 м, высота борта 2,2 м, осадка в грузу 1,07 м. Кран успешно
прошел прочностные испытания и находится в опытной эксплуата¬
ции.
На основании больших экспериментальных работ и многочислен¬
ных прочностных испытаний корпусов судов были разработаны и
выпущены инструкции по конструированию и расчетам прочности
судовых конструкций из железобетона с ненапряженной и с предва¬
рительно напряженной арматурой и из армоцемента. Инструкции
рассмотрены и одобрены Техническим советом по железобетонному
судостроению, Регистром СССР и Речным Регистром РСФСР.
ЦНИИТС выпущен ряд технологических нормативных документов
по постройке железобетонных судов.
§ 2. ТИПЫ СУДОВ, ПОСТРОЙКА КОТОРЫХ
ИЗ ЖЕЛЕЗОБЕТОНА РАЦИОНАЛЬНА
Основным судостроительным материалом долго считали сталь.
Однако сталь — не идеальный материал для постройки судов из-за
ее низкой коррозионной стойкости, особенно в морской воде, и от¬
носительной дороговизны. Это обстоятельство вынуждает судострои¬
телей обращаться к другим материалам: алюминиевым сплавам,
пластмассам, железобетону. Железобетон — основной материал во
многих областях строительства (промышленном, гидротехническом,
в мостостроении) — занимает прочное место и в судостроении. Су¬
щественный недостаток железобетона — его значительный вес —
для судов многих типов, особенно стояночных, не имеет решающего
значения, по многим другим качествам железобетон более прием¬
лем, нежели все прочие материалы.
При постройке судов из железобетона расходуется в несколько
раз меньше стали, чем при постройке аналогичных металлических
судов. Кроме того, на строительство идет менее дефицитный прокат
арматурной стали вместо листового и профильного.
Стоимость постройки корпусов железобетонных судов несколько
ниже стоимости постройки корпусов аналогичных стальных судов.
Если к этому добавить, что железобетонные суда значительно рен¬
табельнее в эксплуатации (ниже амортизационные и эксплуата¬
ционные расходы, не требуется докование), то становится понятен
интерес, проявляемый инженерами и экономистами к железобетону
как судостроительному материалу.
26

Еще в 1931 г. первый Всесоюзный съезд работников судострое¬
ния и судоходства высказался за запрещение строительства отдель¬
ных типов судов из стали и дерева и замену их судами из железо¬
бетона. Этот вопрос поднимался вновь на сессии АН СССР в 1933 г.,
на II съезде по судостроению в 1939 г. и в последующие годы. К со¬
жалению, вопрос о запрещении постройки из стали таких стояноч¬
ных судов, как брандвахты, плавучие краны, плавучие доки, пла-
> вучие мастерские и т. д. до сих пор не решен. Эти суда и плавучие
средства еще строят не только из железобетона, но и из стали, что
объясняется в первую очередь отсутствием достаточного количества
верфей железобетонного судостроения.
На основании исследований, проведенных в области железобе¬
тонного судостроения научно-исследовательскими институтами и
конструкторскими бюро, установлена номенклатура судов, построй¬
ка которых из железобетона экономически наиболее оправдана и
рациональна.
В первую очередь это суда стояночного флота:
плавучие доки;
батопорты сухих доков;
дебаркадеры всех типов и назначений;
морские и речные плавучие причалы всех типов и назначений;
брандвахты всех типов и назначений;
■рыбоморозильные и рыбоперерабатывающие базы;
плавучие рыбозаводы;
плавучие домостроительные комбинаты;
плавучие бетонные заводы;
плавучие буровые установки;
нефтезачистные и нефтеперекачивающие станции;
бункеровочные станции;
плавучие компрессорные станции;
плавучие станции-пародатели;
плавучие перегружатели сыпучих и пылевидных грузов;
гидроперегружатели для гравия;
землесосные шаландоразгружатели;
плавучие обогатительные установки для гравия;
землесосы для добычи песка;
плавучие мастерские;
речные грузопассажирские переправы и паромы;
плавучие склады и хранилища грузов всех назначений;
плавучие емкости для хранения воды, цемента и т. п.;
плавучие бани, санпропускники и дезинсекционные станции;
плавучие дома отдыха и культбазы;
плавучие рестораны;
плавучие водноспортивные станции;
плавучие спасательные станции.
Как видно из перечня, из железобетона практически рацио¬
нально строить все типы судов стояночного флота. Более сложно
27

установить целесообразность постройки из железобетона судов
транспортного флота. Железобетонные суда тяжелее стальных, по¬
этому, чтобы обеспечить одинаковую грузоподъемность, необходимо
увеличивать их главные размерения. Это приводит к увеличению
буксировочного сопротивления и делает железобетонные суда ме¬
нее удобными для эксплуатации на стесненных акваториях. При¬
нимая во внимание эти соображения, можно считать, что из железо¬
бетона рационально строить такие транспортные суда, при эксплуа¬
тации которых скорость движения играет относительно малую роль,
простои под погрузкой и выгрузкой велики, район действия ограни¬
чен рейдом или промыслом и т. п. К таким судам относятся паромы,
лихтеры, плашкоуты, шаланды, различные баржи для перевозки
легких грузов, обладающих большим объемом, например хлопка,
лесоматериалов и т. п.
Значительно расширить номенклатуру железобетонных судов
транспортного флота позволит использование легких бетонов (при
условии поставки керамзитового гравия, отвечающего требованиям
железобетонного судостроения) и специальных железобетонов, на¬
пример предварительно напряженного и армоцемента, после на¬
копления опыта постройки и эксплуатации экспериментальных су¬
дов, изготовленных из этих новых материалов.
§ 3. ОСОБЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
СУДОВ
В Советском Союзе строили только несамоходные железобетон¬
ные суда (если не считать железнодорожного парома); самоходные
железобетонные суда создавали за границей. Данные об опыте экс¬
плуатации самоходных судов весьма скудны, эксплуатировали их,
как правило, недолго, в основном во время войн. Поэтому об экс¬
плуатационных качествах самоходных железобетонных судов при¬
ходится судить, основываясь лишь на опыте эксплуатации несамо¬
ходных железобетонных судов, построенных в Советском Союзе и
для Советского Союза.
На судоремонтных предприятиях страны сейчас эксплуатируется
значительное количество доков грузоподъемностью 6000 т по¬
стройки Херсонской судобетонверфи. Эти доки работают во мно¬
гих портах при различных климатических условиях. Длительная
работа доков показала их высокие эксплуатационные качества.
Корпуса железобетонных доков не подвергаются коррозии, не тре¬
буют покраски и при местных повреждениях легко ремонтируются.
Это резко снижает эксплуатационные расходы на док. Так, стоимость
ремонта каждого металлического дока за 20 лет эксплуатации была
следующей.
Док
подъемной
силой
5000 т .
. . 1,22 млн. руб.
»
2400 т .
. . 350 тыс. руб.
2000 т . .
, . 300 тыс. руб.
2000 т . .
. . 650 тыс. руб.
28

Затраты на ремонт корпуса железобетонного дока подъемной
силой в 6000 т на Канонерском заводе в Ленинграде в течение 20
лет составили всего 36 тыс. руб., в том числе затраты на.ликвида¬
цию аварийных повреждений 11 тыс. руб. Общие затраты на ремонт
корпуса железобетонного дока подъемной силой 4000 т на том же
заводе в течение 30 лет составили 45 тыс. руб.
В Херсоне наряду с металлическим доком подъемной силой
, 600 т эксплуатируется композитной док (обшивка — железобетон¬
ная, набор — металлический). За десять лет службы корпус компо¬
зитного дока ни разу не ремонтировали, в то время как металличе¬
ский док дважды подвергался докованию.
Опыт эксплуатации железобетонных доков показал их высокие
прочностные качества. Например, все железобетонные доки, рабо¬
тающие на Севере и Дальнем Востоке были отбуксированы на место
назначения морем, часто в непогоду — при 8—9-балльных штормах.
Несмотря на это, доки были доставлены в порты назначения без по¬
вреждений. Железобетонные доки, работающие на судоремонтном за¬
воде в Одессе, систематически эксплуатируются с перегрузкой, однако
никаких нарушений прочности корпуса при этом не наблюдается.
В отличие от металлических железобетонные доки легко ремон-
. тировать при местных повреждениях — без вывода их из эксплуа¬
тации. Например, в октябре 1956 г. на одном железобетонном доке
произошла авария: с парохода «Терек» на стапель-палубу дока
упал баллер весом в 1,5 т с высоты 6 м\ стапель-палуба была проби¬
та, бетон выкрошился, арматура выгнулась, но не лопнула. Про¬
боина была заделана без вывода дока из эксплуатации—после спуска
«Терека» и подъема другого судна. Ремонт стапель-палубы дока обо¬
шелся всего в несколько сот рублей. На семинаре докмейстеров,
проходившем в июле—августе 1957 г., отмечалось, что использова¬
ние железобетона в качестве материала для строительства доков
вполне себя оправдало.
Кроме плавучих доков, хорошо зарекомендовали себя в эксплуа¬
тации построенные в СССР дебаркадеры. Установлены они на мно¬
гих пристанях европейской части страны, и, хотя большинство из них
работает с большой загрузкой, ни один корпус не имеет признаков
нарушений прочности. Крупные повреждения железобетонных кор¬
пусов вследствие аварий только подтвердили их высокие качества.
Так, дебаркадер в Сталинграде получил во время войны ряд пря¬
мых попаданий артиллерийских снарядов и авиабомб. Деревянная
надстройка была разрушена, а корпус — полузатоплен. После не¬
значительного ремонта корпус был восстановлен и до сих пор ус¬
пешно эксплуатируется. Дебаркадер пристани Козьмодемьянск во
время ледохода выжало на сваи. Большая пробоина, полученная
при'этом, была заделана на месте без ввода в док. Дебаркадер экс¬
плуатируется и в настоящее время.
Наиболее частые повреждения корпусов дебаркадеров — пробо¬
ины обшивки вследствие ударов крупных льдин или вдавливания
29

отдельных плавающих предметов швартующимися судами. Эти
пробоины оказываются преимущественно на носовом транце и со
стороны причального борта; заделывают их, как правило, силами
команды без вывода дебаркадера из эксплуатации. Ежегодный ре¬
монт корпуса с отправкой на завод, необходимый для металличе¬
ских судов, для железобетонных дебаркадеров исключен. Эти пре¬
имущества делают железобетонные дебаркадеры надежными, де¬
шевыми и долговечными.
Железобетонные брандвахты строят для Советского Союза в
Болгарии с 1955 г. Они предназначены для размещения экипажей
караванов землечерпательных судов и эксплуатируются по пря¬
мому назначению в портах Одессе, Новороссийске, на Днепре и
Волге. При эксплуатации железобетонные корпуса брандвахт с мо¬
мента постройки до настоящего времени повреждений не имели и
не ремонтировались. На испытаниях одна из брандвахт потерпела
аварию: при навальном ветре брандвахта ударилась бортом об угол
железобетонной достроечной набережной. Удар был настолько си¬
лен, что сломался привальный брус сечением 25 х 25 см и в плитах
борта образовалась пробоина длиной в одну шпацию; шпангоуты
остались целыми. Заделка пробоины — правка, частичная замена
арматуры и бетонирование — заняла несколько дней.
О хороших прочностных и эксплуатационных качествах корпу¬
сов брандвахт свидетельствуют также безаварийные перегоны их
морем в штормовую погоду.
Все эти примеры свидетельствуют о высоких эксплуатационных
качествах железобетонных стояночных судов.
Опыт эксплуатации железобетонных несамоходных транспорт¬
ных судов также подтверждает целесообразность их постройки из
железобетона.
После окончания Великой Отечественной войны Болгарская
Народная Республика строила для Советского Союза железобетон¬
ные сухогрузные баржи грузоподъемностью 500 т, которые предназ¬
начались для буксировки между портами Черного моря с заходом
в устья рек. Проект барж оказался, однако, неудачным. Баржи
очень сильно рыскали на курсе, и использование их в качестве тран¬
спортных судов было затруднено. Несмотря на это, баржи совер¬
шали отдельные рейсы в Очаков, Херсон, Скадовск с грузом угля
и хлеба. Сейчас в основном эти баржи законсервированы, либо ис¬
пользуются в качестве плавучих хранилищ. Корпус барж нахо¬
дится в хорошем состоянии, если не считать мелких трещин на па¬
лубе. Эти баржи не используют по прямому назначению не потому,
что они железобетонные, а вследствие невысоких ходовых и манев¬
ренных качеств.
В 1948 г. Бакинская судоверфь построила несамоходную нефте¬
наливную баржу, которую успешно использовали в портах Каспий¬
ского моря в качестве хранилища топлива и технической воды,
иногда она совершала разовые морские переходы из порта в порт.
30

Ни при начальном освидетельствовании, ни во время ежегодных
переосвидетельствований, выполняемых Регистром СССР, не было
сделано никаких замечаний о конструкции, о состоянии и назначе¬
нии баржи. В 1953 г. специальная комиссия, рассматривавшая воз¬
можность использования железобетонной нефтеналивной баржи в
качестве топливораздаточной базы на Сумгаитском рейде, отметила
удовлетворительное состояние ее корпуса и подтвердила допусти¬
мость ее эксплуатации на рейде в условиях 12-балльного ветра.
§ 4. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СУДОВ
Основные технико-экономические показатели, которые обычно
сравнивают при оценке качества судов,— следующие:
грузоподъемность и вес судна;
расход металла на строительство корпуса судна;
трудоемкость и строительная стоимость судна;
расходы на содержание судов при эксплуатации;
себестоимость перевозок;
капиталовложения во флот.
Целесообразность постройки судов и плавучих средств стояноч¬
ного флота из железобетона общепризнана и подтверждается тех¬
нико-экономическими показателями.
Грузоподъемность железобетонных доков приблизительно на
30% меньше грузоподъемности стальных доков, имеющих те же
размерения. Зато все остальные показатели железобетонных пла¬
вучих доков значительно выше показателей металлических доков.
В частности, расход металла на корпус дока определяется следую¬
щими величинами. Для строительства и ремонта при эксплуатации
металлического дока грузоподъемностью 12 000 т необходимо
11 200 tn металла, в то время как для строительства и ремонта та¬
кого же железобетонного дока потребуется всего лишь 2 000 т,
т. е. экономия металла при строительстве и ремонте одного железо¬
бетонного дока составит 82%. Несколько меньшую экономию
металла дает постройка доков меньшей грузоподъемности. При гру¬
зоподъемности дока в 6000 т экономия составит 78%, а при грузо¬
подъемности в 600 m — 66%. Стоимость постройки корпусов железо¬
бетонных доков составляет лишь 80% стоимости постройки метал¬
лических доков, стоимость их ремонта — 6—8% стоимости ремонта
.металлических доков.
Не менее высоки технико-экономические показатели дебарка¬
деров, хотя вес их корпуса в 2—3 раза больше веса корпуса метал¬
лических. Так, вес металла в составе корпуса железобетонных
Дебаркадеров, несмотря на большой вес корпуса в целом, составляет
лишь 30% веса металлического корпуса. Трудоемкость и стои¬
мость их постройки на 15—20% ниже этих показателей для ме¬
таллических дебаркадеров. Расходы на содержание железобетонных
31

дебаркадеров на 10—15% ниже расходов на содержание ме¬
таллических.
Железобетонные баржи, как и дебаркадеры, при одинаковых с
металлическими баржами размерах обладают значительно боль¬
шим весом корпуса. В результате грузоподъемность железобетон¬
ных барж на 20—30% ниже грузоподъемности металлических. Не¬
смотря на значительный вес корпуса железобетонных барж, на их
строительство идет лишь 30—40% металла, необходимого для строи¬
тельства металлических барж.
Трудоемкость постройки железобетонных барж во многом за¬
висит от ее способа. При сборном методе трудоемкость постройки
железобетонных барж ниже трудоемкости постройки металлических
на 15—20%, строительная стоимость железобетонных барж также
ниже. Расходы на содержание и эксплуатацию железобетонных и
металлических барж примерно одинаковы.
Себестоимость перевозок на всех морских, озерных и речных же¬
лезобетонных баржах выше, чем на металлических, в основном на
10—25 %, а капиталовложения во флот для железобетонных барж —
на 10—35% выше, чем для металлических. Обычно, рассчитывая
экономические показатели транспортных судов, предполагают их
работу в основном в полном грузу. Однако далеко не всегда баржи
загружают на полную осадку. Недогрузка на перегонах еще больше
ухудшит экономические показатели железобетонных барж. Так,
при недогрузке в 1/3 от вместимости себестоимость перевозок может
возрасти почти на 50%.
Самоходные железобетонные суда (если не считать одного само¬
ходного железобетонного парома и трех танкеров) в Советском
Союзе не эксплуатировались. Данных об эксплуатации парома не со¬
хранилось, танкеры же приносили убытки вначале из-за частых ре¬
монтов, а затем — из-за использования не по назначению.
Следовательно, экономически целесообразно строить из желе¬
зобетона в основном стояночные суда. Транспортные железобетон¬
ные суда из-за большого веса корпуса менее экономичны, чем метал¬
лические. Перспективна постройка мелких судов из армоцемента.
Самоходными можно создавать стояночные суда технического флота,
имеющие мощную энергетическую установку, не используемую во
время перегона, а также те суда, скорость хода которых не имеет
решающего значения.

Глава II
МАТЕРИАЛЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ
В ЖЕЛЕЗОБЕТОННОМ СУДОСТРОЕНИИ
§ 1. Н Л АСОИФИН АЦИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОНА, ИСПОЛЬЗУЕМОГО
В СУДОСТРОЕНИИ
Железобетон — комплексный строительный материал, представ¬
ляющий собой рациональное соединение в конструкции бетона и
арматуры (стальные стержни, пряди, тканые сетки и т. п.).
Бетон — искусственный каменный материал. Он получается
в результате твердения цементного клея, связывающего заполни¬
тели, смешанные в определенных соотношениях. В качестве вяжу¬
щего применяют портландский цемент, мелкий заполнитель — пе¬
сок, крупный заполнитель — щебень или гравий.
Бетон сопротивляется растяжению в 10—15 раз хуже, чем сжа¬
тию, поэтому при создании железобетонных конструкций преду¬
сматривается работа бетона на сжатие, а арматуры — на растяже¬
ние.
Совместная работа бетона и стальной арматуры основана на вы¬
годном сочетании следующих важных физико-механических свойств
этих материалов:
бетон при твердении прочно сцепляется со стальной арматурой
и в железобетонных конструкциях, работающих под нагрузкой,
оба материала деформируются совместно;
сталь и бетон обладают близкими по величине коэффициентами
линейного расширения (для бетона в зависимости от рода заполни¬
телей— от 1,4-10~0 до 0,7-ІО-5, для стали 1,2-ІО-5), вследствие
чего при изменениях температуры в составном материале возни¬
кают лишь небольшие внутренние напряжения, исключающие по¬
явление опасных деформаций;
бётон защищает заключенную в нем стальную арматуру от кор¬
розии и от непосредственного действия огня.
Железобетон приобрел широкое распространение как конструк¬
ционный материал благодаря таким своим качествам, как долговеч¬
ность, огнестойкость, стойкость против атмосферных воздействий,
высокая сопротивляемость статическим и динамическим нагрузкам.
Большое значение имеет возможность применения местного сырья
3 Заказ № 2329	33

для приготовления бетона, малые эксплуатационные расходы на
содержание сооружений и т. п.
В железобетонном судостроении используют следующие разно¬
видности железобетона: железобетон с ненапряженной и с предва¬
рительно напряженной арматурой, а также армоцемент.
Эти разновидности железобетона принципиально отличаются
'одна от другой. Железобетонными предварительно напряженными
называют такие конструкции и их элементы, в которых предвари¬
тельно (т. е. при изготовлении) искусственно создают напряжения
сжатия всего или части бетона и напряжения растяжения — всей
или части арматуры. Ненапряженными называются конструкции,
в которых арматура не подвергается предварительному напряже¬
нию, а бетон — предварительному сжатию.
Предварительное напряжение судовых железобетонных конструк¬
ций выполняют, чтобы
увеличить жесткость и ударную прочность конструкции;
обжать межсекционные соединения сборных конструкций, по¬
высить их непроницаемость;
повысить выносливость конструкций, работающих под дейст¬
вием многократно повторяющихся нагрузок;
увеличить срок службы конструкций, работающих при воздей¬
ствии агрессивных сред и в суровых климатических условиях;
уменьшить расход стали при использовании арматуры высокой
прочности вместо углеродистой стали;
снизить вес и уменьшить расход бетона.
Армоцементом называют мелкозернистый бетон, дисперсно ар¬
мированный ткаными стальными проволочными сетками.
§ 2. СУДОСТРОИТЕЛЬНЫЕ БЕТОНЫ
Бетон как материал для судовых железобетонных конструкций
должен отвечать определенным, заданным требованиям к его проч¬
ности, объемному весу, непроницаемости, долговечности, сцепле¬
нию с арматурой и защите ее от коррозии и т. д.
Эти требования необходимо обеспечить путем правильного вы¬
бора состава бетона и соответствующей технологии бетонных работ.
В зависимости от физико-механических свойств бетоны, приме¬
няемые для постройки морских судов, подразделяют следующим
образом:
1)	по объемному весу в насыщенном водой состоянии — на
тяжелые от 2200 до 2450 кг/м3;
легкие — от 1700 до 2000 кг/м3;
(объемный вес бетона определяется методом гидростатического
взвешивания);
2)	по пределу прочности при сжатии — на бетоны следующих
марок:
тяжелые бетоны — 300; 400; 500 и 600;
34

легкие бетоны — 300; 350; 400;
(марочную прочность тяжелых бетонов определяют путем испы*
тания на сжатие бетонного образца-куба размером 200 X 200 X
X 200 мм в возрасте 28 дней с момента приготовления. Марочную
прочность легких бетонов определяют на кубах размером 150 X
X 150 X 150 мм);
3)	по степени морозостойкости, определяемой количеством цик¬
лов замораживания и оттаивания бетона в морской воде, которые
бетон может выдержать, не теряя более 25% прочности при сжатии,,
на бетон марок Мрз-50; Мрз-100; Мрз-150; Мрз-200; Мрз-300.
В зависимости от исходных материалов, структуры и состава
различают следующие основные виды бетонов:
тяжелые — на плотных заполнителях;
легкие — на пористых заполнителях;
мелкозернистые — на одних мелких заполнителях крупностью
не более 5 мм;
сульфатостойкие — стойкие к агрессивному воздействию мор¬
ской воды, приготовленные на сульфатостойком цементе;
нефтенепроницаемые—непроницаемые для нефтепродуктов вслед¬
ствие введения в состав бетона специальных добавок;
повышенной долговечности — обладающие повышенной стой¬
костью к агрессивному воздействию морской воды, способные ра¬
ботать в суровых климатических условиях Крайнего Севера и Даль¬
него Востока вследствие введения специальных добавок.
Физико-механические свойства бетона определяются свойствами
материалов, используемых для его приготовления: цемента, воды,
песка, крупного заполнителя (щебня или гравия), добавок, вводи¬
мых в бетон при его приготовлении в бетономешалке, а также рас¬
ходом этих составляющих.
Опыт постройки и эксплуатации железобетонных судов, гидро¬
технических сооружений, накопленный как в нашей страны, так и
за границей, а также результаты многочисленных исследований
составов высокопрочных долговечных судостроительных бетонов
в основном определили требования, которым должны отвечать со¬
ставляющие бетонов для постройки морских железобетонных судов.
Судостроительные бетоны должны отвечать требованиям к проч¬
ности, приведенным ниже.
Марка бетона
300	400 500
Кубиковая прочность прн осевом сжатии
кг/см2,, не менее	 300	400 500
Предел прочности на растяжение при изги¬
бе 7?рй, кг/см2, ие менее	 45	55 55
Применение в судостроении бетонов, прочность которых отве¬
чает этим требованиям, позволило считать гарантированными рас¬
четные прочностные (нормативные) показатели работы бетона в
конструкции.
35
3*

Прочность бетона увеличивается с течением времени. На рис. 15
показано нарастание прочности бетона в зависимости от возраста
образцов и способа их хранения.
Прочность бетона на смятие несколько выше прочности бетона
на сжатие, так как в этом случае ненагруженная часть играет роль
обоймы, повышающей этот показатель.
Бетон — материал не только упругий, но и пластичный. Полная
относительная деформация еб бетона под нагрузкой состоит из двух
слагаемых — упругой еу и пластической еп:
еб~ £у+5п-
Рис. 15. График нарастания прочности бетона
— при постоянном влажном хранении;	при 7-днев¬
ном влажном хранении
В момент приложения нагрузки рост деформаций связан с на¬
пряжениями линейным законом, т. е. бетон ведет себя как упругое
тело. Далее, при выдерживании бетона под нагрузкой, наблюдается
приращение деформаций вследствие пластических свойств. На
рис. 16 показана полная деформация при различной скорости за-
гружения. Эту же зависимость выражают формулой
О I 2
еб = — + ао2.
^0
В этой формуле первый член определяет мгновенную упругую
деформацию бетона от нагрузки я, второй член — аз2 пластическую,
а — коэффициент, учитывающий влияние вида цемента, темпера¬
туры и влажности среды, а также скорости приложения нагрузки
на величину деформации, Ео — мгновенный модуль упругости бе¬
тона. Модулем упругости тел считают соотношение между напря¬
жениями и относительными деформациями
Е = — кг/см2.
£
36

Подставив вместо е приведенные выше значения, получим для
бетона следующий модуль упругости или точнее «модуль деформа¬
ции», так как бетон не обладает совершенной упругостью:
Е —	g|)	.
1 + а-Е„
Для расчетов прочности принимают следующие модули упру-
' гости в сжатых элементах, соответствующие напряжению прибли¬
зительно 0,5 R.
Рис. 16. Влияние продолжительности нагрузки на
деформацию бетона при сжатии
Нормативные модули упругости
бетона
при сжатии
Е, кг/см2
Марка
Тяжелый
бетон
Легкий
бетон
300
340 000
240 000
350
—
260 000
400
380 000
270 000
500
410 000
—
600
430 000
—
Пластические явления в бетоне долго не прекращаются. Разви¬
тие деформаций под действием постоянной статической нагрузки
называется ползучестью. Остаточные деформации растут длитель¬
ное время, вначале — очень интенсивно, постепенно рост замед¬
ляется и в дальнейшем, к концу 3-го и 4-го года, практически пре¬
кращается. На рис. 17 показан рост деформаций ползучести.
Деформаций ползучести при определенных условиях могут во
много раз превышать упругие деформации, а поэтому их необходимо
учитывать при проектировании судовых конструкций. Ползучесть
37

бетона обусловлена ползучестью цементного камня и зависит от во¬
доцементного отношения, расхода цемента, от нагрузки и от воз¬
раста бетона. С увеличением нагрузки, водоцементного отношения
и расхода цемента деформации ползучести возрастают. С увеличе¬
нием возраста бетона конечная величина деформаций ползучести
падает.
На деформации ползучести сильно влияет среда, окружающая
бетон. Так, деформации ползучести бетона, находящегося под на¬
грузкой в воде, меньше этих деформаций бетона также нагружен¬
ного, но находящегося на воздухе.
Бетон обладает свойством уменьшаться в объеме при твердении
на воздухе — усадкой. Усадка тем значительнее, чем больше це¬
ментного камня. Величина годичной
усадки бетона составляет 0,2—0,4 мм
на 1 пог. м. Вообще величина усадки
зависит от характеристик цемента,
заполнителей, их гранулометриче¬
ского состава, водоцементного отно¬
шения.
Судостроительный бетон должен
быть коррозионно- и водостойким.
Стойкость бетона в агрессивных сре¬
дах определяется его химической
стойкостью и обеспечивается при
приготовлении бетона выбором соот¬
ветствующих вяжущих и заполни¬
телей.
Высокие морозостойкость, плотность, водо-, газо- и нефтенепро¬
ницаемость бетона обеспечивают, тщательно соблюдая технологию
приготовления, укладки бетона в конструкцию, правила ухода за
ним, а также вводя в состав бетона специальные поверхностно ак¬
тивные добавки (электролиты, кремнийорганические соединения и
т. д.)_
Морозостойкость — одно из важнейших требований, предъяв¬
ляемых к судостроительному бетону, так как в средних широтах
все суда эксплуатируют при низких температурах и повышенной
влажности.
Для изготовления наружных элементов корпуса применяют
бетон, обладающий морозостойкостью не менее 200 циклов, для из¬
готовления внутренних — бетоны морозостойкостью 50 циклов.
Судостроительный бетон, приготовленный на портланд-цементе
при расходе его более 400 кг на 1 лС бетона, надежно предохраняет
арматуру от коррозии.
Бетон — относительно плохой проводник тепла, и это обеспечи¬
вает повышенную, по сравнению со сталью, огнестойкость железо¬
бетонных судовых конструкций.
38

§ 3. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СОСТАВЛЯЮЩИХ
БЕТОНА
Цементы
Для постройки морских железобетонных судов применяется
низкоалюминатный сульфатостойкий портланд-цемент.
Портланд-цемент представляет собой вяжущее вещество, полу¬
чаемое равномерным обжигом до спекания известняковых мерге-
' лей или искусственных смесей известняка и глины и последующим
тонким помолом продукта обжига — клинкера.
Применение сульфатостойкого цемента позволяет получать бе¬
тон, стойкий к агрессивным агентам, содержащимся в морской воде,
и многократному попеременному замораживанию и оттаиванию.
Клинкер, применяемый для изготовления сульфатостойкого
тюртланд-цемента, по химическому и расчетному минералогическому
составу должен соответствовать требованиям, приведенным в ГОСТ.
Портланд-цемент обладает следующими физико-механическими
свойствами: его удельный вес находится в пределах от 3 до 3,2 т/м3,
свободный насыпной вес 1,2—1,4 tn/м3, объемный вес в уплотненном
состоянии — 1,5—1,8 т/м3.
Важный показатель — тонкость помола цемента, которая харак¬
теризуется удельной поверхностью «1 г порошка в квадратных сан¬
тиметрах. Для постройки морских железобетонных судов исполь¬
зуют цемент с удельной поверхностью не менее 2500—3000 смЧг.
Механическая прочность или активность портланд-цемента ха¬
рактеризуется пределом прочности при сжатии образцов, изготов¬
ленных из цементно-песчаного раствора состава 1 : 3. В таком раст¬
воре используют кварцевый песок из карьеров вблизи г. Вольска.
При определении активности цемента образцы испытывают на 28-й
день твердения. Активность цемента характеризуется марками 300,
400, 500, 600, 700. Для судостроения используют цемент только вы¬
соких марок — 500 и выше.
Заполнители
В качестве мелкого заполнителя для приготовления судострои¬
тельных бетонов используют природные кварцевые и полевошпато¬
вые пески, а также высевки из щебня или гравия, крупность зерен
которых от 0,15 до 5лш. Качество песка должно отвечать следую¬
щим требованиям.
Примеси	Допустимое количество
Глина, ил и пылевидные фракции, опре¬
деляемые отмучиванием, % по весу Не более 1
Органические примеси . •.	Окраска не темнее этало¬
на ГОСТ 8736—58
Сернокислые и сернистые соединения в
пересчете на SO3, % по весу .... Не более 0,5
Сланцы, опал и прочие аморфные разно¬
видности кремнезема	Не	допускаются
39

Чтобы получить качественный бетон, природный песок рекомен¬
дуется промывать в специальных пескомойках, в которых удаляют
глину, пыль и слюду. Такая обработка песка позволяет значительно
повысить прочность и морозостойкость бетона.
Песок для бетонов должен состоять из зерен различной вели¬
чины, подобранных так, чтобы объем пустот в песке был минималь¬
ным. Чем меньше объем пустот в песке, тем меньше расход цемента
для получения плотного и прочного бетона. Зерновой (грануломет¬
рический) состав песка определяют при просеивании его через стан¬
дартный набор сит с размерами отверстий 10; 5; 2,5; 1,25; 0,315 и
0,14 мм. Оптимальный гранулометрический состав песка, обеспе¬
чивающий минимальный объем пустот, указан в табл. 2.
Таблица 2
Оптимальный гранулометрический состав песка
Крупность песка
Полные остатки, %
при размерах ячейки сети в свету, мм
10
5
2,5
1,25
0,315
0,14
Крупный
0
8—15
25—40
50—70
83—95
94—97
Средний
0
0—8
10—25
30—50
70—83
90—94
Мелкий
0
0 .
3—10
5—30 '
55—70
85—99
Применение мелких песков для приготовления судостроитель¬
ных бетонов нежелательно и допустимо лишь в том случае, когда
нет местного среднего и крупного песка. Вместе с тем мелкий песок
необходим для повышения плотности бетона и удобоукладываемости
бетонной смеси. Размеры его добавки к крупным и средним пескам
определяют экспериментально.
Насыпной объемный вес песка, применимого для судострои¬
тельных бетонов, обычно составляет 1500—1550 кг/мэ.
В качестве крупного заполнителя для судостроительных бетонов
используют щебень из естественного камня, получаемый дроблением
горных пород, гравий — естественный и керамзитовый, получаемый
искусственным путем.
В зависимости от крупности зерен щебень (гравий) разделяют
на следующие фракции:
от 5 до 10 мм; от 10 до 15 мм; от 15 до 20 мм.
Гранулометрический состав каждой фракции щебня (гравия) дол¬
жен отвечать следующим требованиям.
Диаметры отверстий сит
Наимень- Наименьший + наибольший Наиболь- 1,25 иаи*
ший	2	ший большего
Полный
остаток на
ситах в %
по весу 95—100	40—70	0—5	0
40

Помимо требований к зерновому составу щебень (гравий) должен
удовлетворять требованиям к его чистоте, прочности, водопоглоще-
нию и морозостойкости. Содержание примесей в щебне (гравии)
должно быть ограниченным, допустимое их количество указано
в ГОСТ на гидротехнический бетон.
Совершенно недопустимы примеси глины в виде комьев или
пленки, обволакивающей зерна заполнителя, а также суглинка,
льда, мусора, масел и т. д.
Механические свойства естественного щебня, предназначенного
для приготовления судостроительных бетонов, приведены ниже.
Предел прочности при сжатии насы¬
щенной водой горной породы, под¬
лежащей дроблению, кг!смъ ....	1000
Содержание зерен слабых пород в от¬
дельных фракциях	 Не	более 5% от веса
Содержание игловатых и лещадных	фракции'
(пластинчатых) зерен	 Не	более 15% по весу
Объемный вес зерен, т.1м2 ......	2,3
В качестве легкого крупного заполнителя для приготовления
легких судостроительных бетонов используют керамзитовый гра¬
вий — искусственный материал, получаемый обжигом глин опреде¬
ленного химического состава.
Керамзитовый гравий, предназначающийся для судостроения,
должен обладать следующими свойствами.
Зерна керамзитового гравия должны быть размером от 5 до 20 мм
и иметь округлую форму. Количество зерен вытянутой формы с от¬
ношением наибольшего и наименьшего диаметров более 2 не должно
превышать 15% по объему. Требования к зерновому составу керам¬
зитового гравия и обычного гравия одинаковы. Физико-механиче¬
ские свойства керамзита должны быть следующими.
Марка керамзита по ГОСТ 9757—61	700
Объемный вес насыпью, кг]м? . . .	600—700
Прочность зерен на сдавливание в
цилиндре диаметром 120 мм,
кг/см2	 60	и более
Водопоглощение по истечении двух
часов	  Менее	15% по весу
Морозостойкость	 Не	менее 15 циклов по
ГОСТ 9758—61
Гравий не должен содержать включений извести, приводящих
керамзитовые гранулы к разрушению после кипячения в течение
4 часов.;
Добавим и вода
При приготовлении бетонной смеси в нее вводят специальные
добавки, чтобы улучшить технологические показатели, уменьшить
водопотребность бетонной смеси и расход цемента, улучшить основ¬
ные свойства бетона (морозостойкость, водонепроницаемость,
41

коррозионную стойкость), а также придать ему специальные свой¬
ства— нефтенепроницаемость, тузлукостойкость.
Одна из этих добавок — сульфитно-спиртовая барда (ССБ). Вве¬
дение ее в бетонную смесь в количествах 0,15—0,25 % от веса це¬
мента позволяет улучшить технологические свойства бетонной
смеси, сократить расход воды на приготовление бетона.
Для обеспечения повышенной коррозиестойкости бетона в мор¬
ской воде, его тузлуко- и морозостойкости в бетонную смесь реко¬
мендуется вводить также добавки кремнийорганических соедине¬
ний ГКЖ-94 или ГКЖ-ІО в количестве 0,05—0,1 % от веса цемента.
Нефтенепроницаемость бетона обеспечивают при помощи добавок
3,5—4,0% жидкого стекла и 0,15—0,25% сульфитно-спиртовой
барды.
Вода, применяемая для приготовления и поливки бетона, не
должна содержать более 3500 мгіл минеральных солей. Практиче¬
ски для затворения бетонной смеси можно применять любую воду,
.пригодную для питья.
§ 4. СОСТАВЫ СУДОСТРОИТЕЛЬНЫХ БЕТОНОВ
И СВОЙСТВА БЕТОННЫХ СМЕСЕЙ
От правильности подбора состава бетона, предназначенного для
постройки корпусов морских судов, зависят технологические пока¬
затели смесей, а также прочность, плотность, непроницаемость, мо¬
розостойкость и коррозионная стойкость бетонов.
В табл. 3 и 4 приведены ориентировочные составы высокопроч¬
ных судостроительных бетонов: тяжелого и легкого (керамзитобе¬
тона). Эти составы необходимо уточнять в лабораториях верфей
с учетом местных производственных условий и инертных материалов,
применяющихся для приготовления бетона.
Основные свойства бетонной смеси — связность, подвижность,
жесткость. Связность — это свойство бетонной смеси сохранять
однородность и не расслаиваться при транспортировке, выгрузке
и укладке. Связность обеспечивают, подбирая состав бетона, водо¬
цементное отношение и зерновой состав заполнителей. Связность
возрастает при увеличении расхода цемента, уменьшении водоце¬
ментного отношения, увеличении количества мелкого заполнителя,
при использовании крупного заполнителя с шероховатой поверх¬
ностью. Так как расход цемента и водоцементное отношение задают
исходя из прочности бетона, связность бетонной смеси обеспечивают
главным образом путем подбора состава заполнителей.
Подвижность бетонной смеси — способность растекаться под
действием собственного веса, сохраняя видимую однородность.
Подвижность бетонной смеси возрастает при увеличении количества
воды, пластифицирующих добавок и т. п.
Жесткостью (удобоукладываемостью) бетонной смеси называют
ее свойство быстро и плотно заполнять форму или опалубку при
42

Таблица 3
Ориентировочный состав тяжелого судостроительного бетона марки 400
Область применения
Подвижность
смеси, осадка ко¬
нуса, см
Расход материалов на I м3
бетона, кг
Содержание
фракций в щеб¬
не, размеры зе¬
рен, мм
Расход щебня,
кг
цемент
вода
песок I
щебень
Горизонтальные элементы
толщиной 8 см и более
2-4
500
180—190
635
1080
15—20
10-15
3 (5)—10
600
300
180
Горизонтальные элементы
толщиной от 5 до 8 см. Вер¬
тикальные элементы толщи¬
ной 8 см и более. Межсек¬
ционные соединения
2—8
525
190—200
605
1075
10—15
3 (5)—10
720
355
Вертикальные элементы
толщиной до 8 см. Горизон¬
тальные элементы толщиной
до 5 см. Межсекцнонные
соединения
4—10
550
200—210
575
1070
3(5)—10
1070
Вертикальные элементы и
межсекционные соединения
с высоким насыщением ар¬
матурой
5—10
570
210—215
550
107.0
3(5)—10
1070
При добавке ССБ в количестве 0,1—0,2% расход воды на приготовление
бетона
должен быть уменьшен до
подвижность.
количества, обеспечивающего бетонной смеси заданную
Таблица 4
Ориентировочный состав судостроительного керамзитобетона марок 350, 400
Область применения
і
^-Подвижность, см
Жесткость, сек.
Горнзонтальные элементы
секций
1—2
20—10
Вертикальные элементы
секций (ребра)
2—3
10-5
Монолитные горизонталь¬
ные элементы корпуса и
плоские горизонтальные
стыки
6-8
4—3
Монолитные вертикаль¬
ные элементы корпуса, в
том числе вертикальные
стыки
12-14
—
Расход материалов на 1 м3 керамзитобетоиа
цемент, кг
1 вода, л
керамзитовый
гравий, л
песок, кг
фракция
5—10 мм (
		—1
фракция
10—20 мм
500
210—220
350—375
350—375
500—525
40U—430
500—525
525—550
215-230
350—375
340—365
410—440
525—550
220—240
325—350
325-350
■ 425—460
550
575
240—260
650—700
—
450—480
Примечания. 1. В числителе приведен расход цемента марки 500 — для при¬
готовления бетона марки 350, в знаменателе — для приготовления бетона марки 400.
2.	Расход воды принят с учетом водопоглощенля керамзитового гравия в бетоне.
3.	При введении в состав керамзитобетона добавки ССБ в количестве 0,1—0,2% рас¬
ход воды на приготовление керамзитобетоиа уменьшается на 10—-15%.
43

сохранении связности. Жесткость зависит от тех же факторов, что
и подвижность, а поэтому на многих судостроительных верфях при
определении качеств смеси рассматривают только ее подвижность.
Подвижность смеси определяют с помощью стандартного усе¬
ченного конуса, у которого диаметр нижнего основания 200 мм,
верхнего — 100 мм, высота — 300 мм. Конус открыт сверху и снизу.
Для определения подвижности бетонной смеси конус устанавли¬
вают на гладком металлическом листе и заполняют его полностью
тремя слоями, уплотняя каждый слой штыкованием. После того
как конус снят, бетонная смесь, освобожденная от формы, садится
или растекается. Величина осадки — характеристика удобоуклады-
ваемости бетонной смеси в конструкции.
В железобетонном судостроении не разрешается применять бе¬
тонные смеси с осадкой конуса более 18 см. Для изготовления эле¬
ментов корпуса судна применяют в основном подвижные бетонные
смеси. Ниже приведен ориентировочный состав мелкозернистого бе¬
тона марки 400, предназначенного для изготовления армоцемент-
ных конструкций и омоноличивания внутренних межсекционных
соединений.
Расход составляющих, кг
Подвижность смеси,	тт	п-	о
осадка конуса, см	Цемент	Песок	Вода
7—10	650—680	1300—1350 230—240
ССБ
0,15—0,2
При изготовлении армоцементных наружных элементов корпуса
в состав бетона необходимо вводить добавки кремнийорганических
соединений: ГКЖ-Ю и ГКЖ-94 в количестве 0,05—0,1% от веса
цемента в пересчете на продукт 100%-ной концентрации. В этом
случае добавка ССБ в состав бетона не вводится.
Для приготовления бетона должен применяться песок, модуль
крупности которого более 2, в песке не должно быть частиц диамет¬
ром менее 0,15 мм.
§ 5. АРМАТУРА
Арматурой называются стальные стержни, каркасы, сеткн, раз¬
мещенные в массе бетона. Арматура располагается в основном в тех
частях железобетонных конструкций, которые при эксплуатации
растягиваются. Площадь поперечного сечения арматуры определяют
расчетом. В зависимости от назначения стержни арматуры разде¬
ляют на рабочие, воспринимающие растягивающие (иногда и сжи¬
мающие) усилия;
поперечные, воспринимающие касательные напряжения;
распределительные и монтажные, которые устанавливают для
связывания всех стержней в единый арматурный каркас (см. рис. 18).
В судостроении, как правило, применяют гибкую арматуру —
из стержней круглого сечения диаметром от 6 до 40 мм. Содержание
арматуры в бетоне определяют по отношению общей площади по¬
перечного сечения рабочих стержней арматуры к площади сечения
44

бетона. Это отношение называется коэффициентом армирования и
выражается в процентах. Судовые железобетонные конструкции
вследствие особенностей их напряженного состояния обычно имеют
весьма высокий коэффициент армирования, достигающий иногда
7—8%.
Для армирования судовых железобетонных конструкций при¬
меняют объемные каркасы, сетки, отдельные стержни, которые из-
х готавливают из поставляемой промышленностью специальной ар¬
матурной стали.
В зависимости от физико-механических характеристик арматур¬
ная сталь может быть предназначена для армирования ненапрягае-
мых конструкций и предварительно напряженных конструкций.
Рис. 18. Арматурный каркас железобетонной балки перекрытия
1 — рабочая арматура балки; 2 — хомуты; 3 — рабочая арматура плиты;
4 — монтажные стержни; 4 — распределительная арматура плиты
В зависимости от формы поверхности стержней арматуру под¬
разделяют на гладкую и периодического профиля.
Стержневая арматура, применяемая в железобетонном судо¬
строении, подразделяется на
горячекатаную, не подвергающуюся после проката упрочняю¬
щей обработке;
термически упрочненную, подвергающуюся после проката уп¬
рочняющей термической обработке.
В зависимости от механических характеристик различают стерж¬
невую арматуру различных классов с условным обозначением А.
Классы горячекатаной арматурной стали: А-І, А-ІІ и т. д. При
обозначении класса термически упрочненной арматурной стали
к индексу А добавляют индекс т.
Холоднотянутая проволочная арматура подразделяется на про¬
волоку и проволочные изделия.
Арматурная холоднотянутая стальная проволока может быть
класса В-І (низкоуглеродистая), предназначенная для ненапря¬
гаемой арматуры;
класса В-ІІ (углеродистая), предназначенная для напрягаемой
арматуры.
45

Для обозначения -арматурной проволоки периодического про¬
филя к индексу В добавляют индекс Р (рифленая).
Арматурные проволочные изделия включают
нераскручивающиеся стальные пряди класса П (трех-, семи- и
девятнадцатипроволочные), предназначенные для напрягаемой ар¬
матуры. Количество проволок в арматурных прядях обозначается
цифрой при индексе П;
стальные канаты двух- и многопрядные класса К, предназначен¬
ные для напрягаемой арматуры. Для обозначения типа арматурного
каната к индексу К добавляют две цифры, первая из которых со¬
ответствует количеству прядей, а вторая — количеству проволок
в прядях;
сварные сетки для ненапрягаемой арматуры;
Таблица 5
Условные обозначения арматурных сталей на чертежах конструкций
и в спецификациях к ним
, Наименование и класс арматурной стали
Условное
обозначе-,
ние
(индекс)
Пример
обозначения
Горячекатаная арматурная сталь глад¬
кая класса А-І
Горячекатаная арматурная сталь пери¬
одического профиля
класса А-ІІ
» А-Ш
» А-ІѴ
Термически упрочненная арматурная
сталь
класса Ат-Ш
« Ат-ІѴ
» ' Ат-Ѵ
» Ат-ѴІ
» Ат-ѴП
» Атк*
Холоднотянутая обыкновенная арматур¬
ная проволока
гладкая класса В-1
периодического профиля класса Вр-1
Высокопрочная арматурная проволока
гладкая класса В-ІІ
периодического профиля класса Вр-ІІ
Арматурные пряди
трехпроволочные класса ІІ-З
семипроволочные »	П-7
девятнадцатипроволочные П-19
Арматурные канаты
двухпрядные класса К2Х19
многопрядные » К7Х7
* Буква «к» обозначает катанка.
Al
АП
АПІ
AIV
АтШ
АтІѴ
АтѴ
АтѴІ
АтѴІІ
Атк
ВІ
ВрІ
ВІІ
ВрІІ
II 3
II 7
II 19
К2Х19
К7Х7
202ОАІ
2020 АП .
2020 АПІ
2020 AIV
2020 АтШ
2 0 20 АтІѴ
■ 2020 АтѴ
2020 АтѴІ
2020 АтѴІІ .
20 Атк
205 ВІ
205 ВрІ
205ВІГ
205	ВрІІ
202 II 3
206	II 7
201ОП 19
2012К2 X 19
2016 К7 X 7
46

тканые или сварные проволочные сетки для армирования армо-
цементных конструкций.
В соответствии с этой классификацией и обозначениями классов
арматурных сталей в железобетонном судостроении (как и в про-
Рис. 19. Форма поверхности горячекатаной арматуры периодического
профиля
1 — арматура класса А-ІІ; 2 — арматура классов А-Ш и А-ІѴ; 3 — развертка
поверхности; 4 — форма выступа
мышлением и гражданском строительстве) введены обозначения
арматуры на чертежах конструкций.
В табл. 5 приведены условные обозначения арматурных сталей.
Рис. 20. Форма поверхности холодносплющенной проволоки периодического
профиля
Стержни арматурной стали класса А-І выпускают гладкими, а
стержни классов А-П, А-Ш и А-ІѴ — периодического профиля.
Каждому классу горячекатаной арматурной стали периодиче¬
ского профиля соответствует свой внешний вид профиля (рис. 19).
Холоднотянутая арматурная проволока периодического профиля
представляет собой круглые стержни с часто расположенными вмя¬
тинами, очерченными по цилиндрической поверхности (рис. 20).
47

Сортаменты сталей для армирования железобетонных конструк¬
ций составляют по номинальным диаметрам стержней (dj, выражен¬
ным в миллиметрах. Номинальные диаметры (с/и) площади попереч¬
ных сечений, теоретический вес круглых стержней гладкого или
периодического профиля, а также сортамент арматурной проволоки
приведены
ниже.
Номиналь¬
Площадь
Теоретиче¬
Номиналь¬
Площадь
Теоретиче¬
ный диаметр
поперечно¬
ский вес
ный диаметр
поперечного
ский вес
стержней
гіи, мм
го сечения,
С.ѴІ2
1 пог. м,кг
стержней
бід, мм
сечеиия,
см2
1 пог. м, кг
6
0,283
0,222
20
3,14
2,47
7
0,385
0,302
22
3,80
2,98
8
0,503
0,395
25
4,91
3,85
9
0,636
0,499
28
6,16
4,83
10
0,785
0,617
32
8,04
6,31
12
1,131
0,888
36
10,18
7,99
14
1,540
1,210
40
12,57
9,87
16
18
2,01
2,54
1,58
2,00
45
15,90
12,48
Осн
овнойсортамент а
рматурно
й п р О в о л
ОКИ
Номинальный
диаметр dH, мм
Площадь попе¬
речного сечения,
см2
Номинальный
диаметр dB, мм
Площадь попе¬
речного сечения,
см2
3
0,071
6
0,283
4
0,126
7
0,385
5
0,196
8
0,503
Арматурную сталь класса А-І изготавливают из углеродистой
стали марки Ст. 3, арматурную сталь класса А-ІІ диаметром от 10
до 40 мм — из углеродистой стали марки Ст. 5, арматурную сталь
класса А-Ш диаметром от 6 до 40 мм — из низколегированной стали
марок 25Г2С и 35ГС.
Гарантированные характеристики механических свойств горя¬
чекатаной стержневой арматурной стали: предел текучести, вре¬
менное сопротивление, относительное удлинение, определяемые при
испытании на растяжение, а также и удовлетворительные резуль¬
таты испытаний на загиб в холодном состоянии.
Результаты испытаний этих сталей на растяжение показывают,
что при повышении предела текучести (табл. 6) и временного сопро¬
тивления сталей их пластические свойства снижаются. В табл. 7
приведены нормативные сопротивления и модули упругости арма¬
туры.
Наиболее низкими пластическими свойствами обладают холодно¬
обработанные стали, которые, как и некоторые термически упроч¬
ненные стали, переходят в пластическую область постепенно и не
имеют явно выраженной площадки текучести. За условный предел
текучести таких арматурных сталей в ряде случаев принимают на¬
пряжения, соответствующие остаточным удлинениям стали 0,2%.
48

Таблица 6
Характеристики арматурной стали
Вид арматуры
Нормативные сопротив¬
ления арматуры а,
кг/см^
Модули
упругости
арматуры
Еа, кг/слі2
по наимень¬
шему зна¬
чению пре¬
дела теку¬
чести при
растяжении
по наимень¬
шему зна¬
чению вре¬
менного со¬
противле¬
ния при
растяжении
Сталь горячекатаная гладкая
класса А-1
Сталь горячекатаная периодиче¬
ского профиля
2400
—
2100 000
класса А-П
3000
—
2 100 000
»	А-І11
4000
—
2 000 000
» А-ІѴ
Проволока арматурная
6000
■—
2 000 000
диаметром 3—5,5 мм класса В-1
—
5500
1 800 000
»	6—8 мм
—
4500
1 800 000
Гарантированные характеристики механических свойств арма¬
турной проволоки — временное сопротивление, условный предел
текучести (соответствующий остаточному относительному удлине¬
нию 0,2%), относительное удлинение при разрыве, удовлетворитель¬
ные результаты испытания на перегиб или загиб в холодном состоя¬
нии, а в отдельных случаях на скручивание.
Кроме этих основных механических характеристик, при проек¬
тировании конструкций необходимо учитывать также и другие
свойства арматурных сталей. В частности, при проектировании
конструкций, предназначенных для работы при отрицательных тем¬
пературах, следует учитывать склонность арматуры к хладнолом¬
кости, которая определяется маркой стали, способом ее выплавки,
а также последующей обработкой.
Важная характеристика арматурных сталей — свариваемость,
которая обеспечивается их химическим составом и способом выплав¬
ки стали. Свариваемость арматурных сталей классов А-І, А-ІI, А-ІII
удовлетворительна, их сваривают контактной и дуговой сваркой,
а арматурную сталь класса А-ІѴ, при соблюдении специальных
правил,— контактной стыковой сваркой.
Высокопрочная проволока и изделия из нее не свариваются.
В армоцементных конструкциях применяют в качестве арматуры
тканую стальную сетку с ячейками размером до 10 мм из проволоки
Диаметром до 1 мм, удовлетворяющую требованиям ГОСТ 3826—47,
а также стальную низкоуглеродистую проволоку.
4 Заказ № 2329	49

Нормативные сопротивления и модули упругости арматуры
Модули
упругости
арматуры
Еа, кг]см?
О	о
о	5
о	о
о	о
о	о
00
Примечание. Нормативные сопротивления проволоки и семипроволочных прядей определены по значению наименьшего
временного сопротивления при растяжении, а нормативные сопротивления стальных канатов — по величине разрывного усилия ка¬
ната в целом при наименьшем временном сопротивлении проволоки в канатах 19 000 кг/см?', при применении в канатах проволок с дру¬
гими значениями наименьшего временного сопротивления нормативные сопротивления канатов должны быть соответственно изменены.
Норматив-,
ное со- і
противле-1
ние арма-1
туры О, і
! кг[см2
О О О О О О	ООО
ОООООО	ООО
оооооо	.о о ю
О 00 00 Г* со ю	Г* со ю
!
Диаметр
проволо¬
ки, мм
я га я
о
Ю U5	Ч А я
• N - Я т? ХО
-04	-7

о * А
1
Вид арматуры
Семипроволочные пря¬
ди (класс П-7) по
ЧМТУ
		426—61
ЦНИИ ЧМ
Стальные многопряд-
ные канаты (тросы)
класса К по ГОСТ
3066—	55
3067—	55
3068—	55
Модули
упругости
арматуры
Еа, кг]смг
8 §
О о
о о
00 00
Норматив^
ное со- !
1 противле-!
1 ние арма- .
туры О, j
кг] см2 j
о	о	о	о	о	о	о	о	о	о	о	о	о	о
о	о	о	о	о	о	о	о	о	о	о	о	о	о
о	о	о	о	о	о	о	о	о	о	о	о	о	о
о	о	оо	о-	со	ю	оо	г-	со	ю	со	сч
СЧ	‘ —’ —• *-• —.	—1
і
Диаметр
прово¬
локи,
мм
Ю	■	ю
- со Ю со ь* со	- СО -ф іо С0 N 00
сч	сч
Вид арматуры
Проволока высоко¬
прочная
гладкая класса А-ІІ
по ГОСТ 7348—55
периодического про¬
филя класса Вр-ІІ по
ГОСТ 8480—57.
50

В табл. 8 приведены рекомендуемые номера сеток и их характе¬
ристики.
Таблица 8
Характеристики тканых сеток при использовании в армоцемеите ,
Номера
тканых
сеток по
ГОСТ
3826—47
Диаметр
проволоки,
мм
Количество
стержней
на 1 пог. м
сеткн
Коэффициент
удельной поверх¬
ности одной
1
сетки кп —
см
при армировании
элемента толщи¬
ною 1 см одной
тканой сеткой
Условный про¬
цент армирова¬
ния в одном
направлении,
отнесенный
к толщине
элементов 1 см
5
0,7
175
0,770
0,672
6
0,7
150
0,660
0,575
7
0,7
130
0,572
0,500
8
0,7
115
0,506
0,441
9
1,0
100
0,628
0,785
10
1,0
90
0,570
0,715
§ 6. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
Совместная работа арматуры и бетона возможна благодаря сцеп¬
лению бетона с арматурой и конструктивному закреплению арма¬
туры в бетоне.
Важная особенность железобетона — появление трещин в растя¬
нутом бетоне до того, как исчерпана несущая способность конструк¬
ции. Интервал между величинами усилий, вызывающих в растяну¬
той зоне железобетона появление трещин, и разрушающими уси¬
лиями зависит от механических характеристик бетона и арматуры,
от конструктивных размеров сечения, а также от величины началь¬
ных напряжений в сечениях элемента.
Начальные растягивающие напряжения в бетоне элемента (на¬
пример, вследствие его усадки, которой мешает арматура) умень¬
шают величину усилия, вызывающего трещины, и наоборот — на¬
чальные сжимающие напряжения увеличивают величину усилия,
вызывающего трещины. Это свойство железобетона используют при
изготовлении предварительно напряженных железобетонных кон¬
струкций, в которых путем натяжения арматуры бетон подвергается
предварительному обжатию. При проектировании судовых конст¬
рукций из предварительно напряженного железобетона обычно ис¬
ходят из того условия, что раскрытие в них трещин при эксплуата¬
ционных нагрузках недопустимо. В конструкциях из железобетона
с ненапряженной арматурой при эксплуатационных нагрузках до¬
пускается определенное раскрытие трещин.
4*
51

Одно из важных свойств бетона — его усадка при твердении.
Усадка железобетона меньше усадки неармированного бетона, так
как стальная арматура железобетонной конструкции, вследствие
ее сцепления с бетоном, создает дополнительную внутреннюю связь,
препятствующую свободной усадке бетона при твердении на воздухе
и свободному разбуханию бетона — при твердении в воде (см.
рис. 21). Стесненная деформация усадки бетона в железобетонных
конструкциях приводит к возникновению начальных напряжений:
растягивающих — в бетоне, сжимающих — в арматуре.
Рис. 21. Увеличение объема бетона
Коэффициент усадки тяжелого железобетона с ненапряженной
арматурой составляет еу = 1,5-ІО-4.
Не менее важная характеристика железобетона — его ползу¬
честь под нагрузкой, которая появляется вследствие ползучести
бетона. Как и при усадке, стальная арматура служит внутренней
связью, препятствующей свободным деформациям ползучести бе¬
тона. Как и усадка, ползучесть железобетонных конструкций -в
1,5—2 раза меньше ползучести неармированных бетонных конструк¬
ций и зависит от степени армирования. Деформации ползучести при¬
водят к перераспределению напряжений в бетоне и арматуре, раз¬
оружая бетон и увеличивая напряжения в арматуре.
Усадка и ползучесть легкого железобетона примерно в 1,2 раза
выше, чем обычного тяжелого.
Усадку и ползучесть железобетона учитывают при расчете проч¬
ности конструкций с предварительно напряженной арматурой.
•52

Железобетонная конструкция, загружаемая нагрузкой, посте¬
пенно увеличивающейся от нуля до разрушающей, проходит ряд
стадий напряженно-деформированного состояния. В общем случае
при двухзначной эпюре напряжений в сечении можно установить
три такие стадии.
Стадия I. При малой нагрузке напряжения, возникающие в бе¬
тоне и арматуре, пропорциональны удлинениям, деформации носят
> преимущественно упругий характер, эпюра нормальных напряже¬
ний треугольная. Состояние конструкции в стадии I показано на
рис. 22. С ростом нагрузки напряжения и деформации бетона растя¬
нутой зоны приближаются к предельным, эпюра нормальных на-
Рис. 22. Эпюра нормальных напряжений- при изгибе в стадии I
пряжений становится криволинейной, а напряжения растяжения
достигают значения предельного сопротивления 7? . Это состояние
элемента — предельное для первой стадии и обозначается как ста¬
дия Іа.
При расчетах прочности конструкций в стадии Іа проверяют,
не образовались ли трещины в изгибаемых элементах, и определяют
жесткость изгибаемых элементов до образования трещин.
При дальнейшем увеличении нагрузки бетон в растянутой зоне
сечения частично разрушается, в нем образуются трещины. В ме¬
стах, где образовались трещины, бетон из работы исключается, на¬
ступает стадия II напряженно-деформированного состояния.
Стадия II (рис. 23). В растянутой зоне сечения, в месте образова¬
ния трещины все внутреннее растягивающее усилие воспринимает
только стальная арматура.
В сжатой зоне в связи с увеличением сжимающих напряжений
в бетоне и развитием деформаций ползучести эпюра нормальных,
напряжений становится криволинейной.
На участках между трещинами, возникающими одна от другой5
на расстоянии /т, бетон работает на растяжение благодаря сцепле¬
нию с арматурой. По мере удаления от трещины напряжения растя¬
жения в бетоне возрастают, а в арматуре падают.
53

По стадии II рассчитывают раскрытие трещин и определяют
прогибы железобетонных изгибаемых элементов.
Стадия III представляет собой стадию разрушения (рис. 24), по
ней рассчитывают несущую способность железобетонных элементов
(сечений). Различают два случая работы сечения под нагрузкой
Рис. 23. Эпюра нормальных напряжений при изгибе в стадии II
в стадии III. В первом случае вследствие больших пластических
деформаций растянутой арматуры наступает разрушение бетона
сжатой зоны элемента, во втором — в арматуре только появляются
пластические деформации, а разрушение конструкции происходит
Рис. 24. Эпюра нормальных напряжений при изгибе в стадии IJI
в связи с тем, что напряжения в сжатой зоне бетона достигают ве¬
личины предельного сопротивления.
Величина разрушающего усилия для каждого конкретного эле¬
мента определяется механическими свойствами бетона и стальной
арматуры и характером напряженного состояния сечений в
стадии III.
Прочность обычных железобетонных конструкций в настоящее
время проверяют по разрушающим нагрузкам (причем величина
54

внешней разрушающей нагрузки, действующей на элемент, должна
быть менее несущей способности элемента или равна ей). Несущую
способность элемента определяют по его работе в предельном со¬
стоянии (стадия III), умноженной на нормативный коэффициент
запаса.
Напряженное состояние предварительно напряженных железо»
бетонных конструкций, в отличие от обычных, характеризуется
^стадиями работы, пред¬
шествующими раскрытию
трещин.
В качестве примера рас¬
смотрим напряженное со¬
стояние элемента в том
случае, когда натяжение
арматуры выполняют до
бетонирования (натяжение
на упоры).
На рис. 25 приведены
последовательные стадии
напряженного состояния
арматуры и бетона. Как
следует из рис. 25, а, арма¬
туру до бетонирования эле¬
Рис. 25. Стадии напряженного состояния
арматуры и бетона
мента растягивают в пре¬
делах упругости, и в ней
возникают напряжения оа,
заранее определенные рас¬
четом. После того как эле¬
мент забетонирован и бетон
приобрел 70% марочной
прочности, арматуру осво¬
бождают от натяжных при¬
способлений, и она сжи¬
мает бетон (рис. 25, б).
Бетон сжимается (укора¬
чивается), что несколько
уменьшает первоначальное упругое удлинение арматуры и влечет
за собой потерю части предварительного напряжения в арматуре.
В дальнейшем (см. рис. 25, в) в результате усадки и ползучести
бетона под нагрузкой, релаксации напряжений в стали арматура
теряет еще часть растягивающих напряжений, а бетон — часть
сжимающих напряжений. Вследствие этих, а также ряда других
причин общие потери предварительного напряжения в арматуре
часто превышают 2000 кг/см2, что необходимо учитывать в расчете
прочности конструкции и при выборе арматурной стали.
После приложения к элементу внешней нагрузки напряжения,
вызванные ею, суммируются с предварительным напряжением
55

(рис. 25, г), причем в бетоне могут возникнуть растягивающие на¬
пряжения, не превышающие той предельной величины, при дости¬
жении которой появляются трещины.
При дальнейшем увеличении внешней нагрузки напряжения
в растянутой зоне могут достигнуть расчетного сопротивления бе¬
тона растяжению 7?р и в конструкции появятся трещины (рис. 25, д).
При еще большем увеличении внешней нагрузки в сжатой зоне
конструкции могут появиться напряжения, соответствующие рас¬
четному сопротивлению бетона сжатию при изгибе 7?н, а в растяну¬
той — расчетному сопротивлению арматуры (рис. 25, е). Такое на¬
пряженное состояние конструкции соответствует ее предельной не¬
сущей способности.
Это позволяет при определении несущей способности конструк¬
ций с предварительно напряженной арматурой использовать основ¬
ные положения расчета прочности обычных железобетонных кон¬
струкций по разрушающим нагрузкам.
§ 7. АРМОЦЕМЕНТ
В железобетонном судостроении наряду с тяжелым и легким бе¬
тоном находит применение новый материал — армоцемент, полу¬
чаемый в результате армирования цементно-песчаного бетона тка¬
Рис. 26. Армоцементная ребристая плита
} — арматурные стержни ребра; 2 — тканые
арматурные сетки
ными стальными сетками
(рис. 26). Армоцемент отли¬
чается от железобетона ря¬
дом ценных качеств. При
равномерном распределе¬
нии стали по сечению кон¬
струкции и при относи¬
тельно высоком ее содержа¬
нии получается прочный
трещиноустойчивый мате¬
риал.
Для изготовления судо-
вых армоцементных кон¬
струкций рекомендуется
применять цементно-песча¬
ный бетон марки 400, в ка¬
честве арматуры — тканые стальные сетки и проволоку. При этом
число сеток должно быть таким, чтобы коэффициент удельной по¬
верхности составлял kn = 2,5 —.
см
Под коэффициентом удельной поверхности понимается поверх¬
ность всей арматуры в квадратных сантиметрах, отнесенная к еди¬
нице объема конструкции в кубических сантиметрах.	}
Армоцемент с коэффициентом удельной поверхности ka 2,5 —
имеет следующие физико-механические характеристики. Удельный
56

вес его зависит от степени армирования, а также от веса цементно¬
песчаного бетона, модуль упругости — от напряженного состояния.
Удельный вес у, т/м3	2,20—2,50
Модуль упругости:
при растяжении £р, кг/см3	 50 000
» сжатии Ес, кг/см3 ■	 200 000
для растяжения при изгибе £ри, кг/см2 . .	50 000
» сжатия при изгибе Еси, кг/см3 ....	150000
Предел прочности:
при растяжении 7?р, кг/см3	 65
» сжатии R, кг/см3 		 3 200
Растяжение при изгибе 7?ри, кг/см3	 120
Сжатие при изгибе 7?си, кг/см3	 320
Срез 7?Ср, кг/см3 	 100
При использовании бетона марки 500 значения этих физико-ме¬
ханических характеристик возрастают на 10%, а при увеличении
Ап на 0,5 —	на 5%. Однако коэффициент удельной поверхности,
см
не должен превышать kn = 3,5 — ,
СМ
Конструкции малой толщины, армированные ткаными стальными
сетками при k„ = 2,5 — и стержневой арматурой, также принято
см
считать армоцементными, несмотря на то, что они не обладают в.
полной мере качествами армоцемента. Их характеристики приве¬
дены в табл. 9.
Таблица 9
Расчетные характеристики армоцемента, армированного
ткаными сетками и стержневой арматурой
Напряженное состояние
Норматив¬
ные сопро¬
тивления
а, кг/см2
Модуль
упругости,
кг/см3
Растяжение
Сжатие
Растяжение при изгибе
Сжатие при изгибе
20кп + 25
320
35/Сп 4- 40
320
50 000
200 000
50 000
150 000
§ 8. РАЗНОВИДНОСТИ СУДОВЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
В зависимости от материала, используемого для постройки кор¬
пуса, различают судовые железобетонные конструкции из тяжелого
или легкого бетона, из предварительно напряженного железобетона,
и из армоцемента. Элементы корпусов судов могут быть выполнены,
также из нескольких разновидностей железобетона.
57

По методу изготовления железобетонные судовые конструкции
разделяют на монолитные, сборно-монолитные и сборные.
При монолитном методе корпус строят полностью на стапеле,
где устанавливают опалубку, монтируют арматуру и выполняют
все бетонные работы. Этот метод в настоящее время в судостроении
почти не находит применения, так как технологические процессы
трудно поддаются механизации на стапеле, трудоемкость работ и
стоимость постройки корпуса велики, а оборачиваемость стапеля
низка.
Сборный метод постройки железобетонных судов, используемый
в настоящее время, лишен этих недостатков. При этом методе сек¬
ции корпуса судна изготавливают на специально оборудованных
участках, где широко применяются механизмы и приспособления,
ускоряющие процесс производства, улучшающие качество работ и
уменьшающие трудоемкость. Судно на стапеле собирают из готовых
секций.
Сборно-монолитный метод постройки, при котором большую
часть корпуса судна обычно удается выполнять сборным методом,
а отдельные элементы — монолитными на стапеле, также исполь¬
зуют очень часто. При этом методе к монолитным часто относят де¬
тали оконечностей, которые из-за некоторой сложности формы и
обилия местных подкреплений рациональнее выполнять непосредст¬
венно на стапеле. Монолитными выполняют днище и палубы
(в районе насыщенных оборудованием и механизмами помещений),
которые имеют много подкреплений, насыщены стаканами для тру¬
бопроводов и т. д., что затрудняет изготовление секций в стандарт¬
ной опалубке на специализированных участках.
Метод постройки судов выбирают исходя из специфики конструк¬
ций, а также из производственных возможностей верфей. Конструк¬
цию элементов корпуса разрабатывают с учетом предполагаемого
метода изготовления судна. Так, при изготовлении элементов кор¬
пуса сборным методом для армирования конструкций применяют
в основном сварные сетки и каркасы, арматуру в стыках между
секциями соединяют при помощи сварки. При монолитном способе
для изготовления элементов можно применять вязаные сетки,
стыки арматуры не сваривать, а разгонять по длине (ширине) судна
и арматуру анкеровать с помощью крюков или перепуская стержни
за стык на значительную длину.
Сборный способ наиболее рационален в том случае, если секции
имеют простейшую конфигурацию; для использования монолитного
способа это условие не столь важно. Так, днище судна, которое
предполагается выполнять монолитным способом, можно проекти¬
ровать как перекрестное перекрытие, при сборном же методе жела¬
тельно, чтобы жесткие связи были все одинаковы и шли в одном
направлении, т. е. днище следует набирать как ребристое перекры¬
тие, а еще лучше — выполнять его из плоских днищевых плит и
плоских флоров, идущих на всю высоту междудонного пространства.
58

Сборный метод позволяет использовать предварительно напря¬
женный бетон, что почти невозможно при монолитном способе.
При изготовлении предварительно напряженных конструкций
возможны два способа натяжения арматуры:
натяжение арматуры на специальные упоры; после укладки
и затвердевания бетона арматуру снимают с упоров, и она, сокра¬
щаясь, передает сжимающие усилия на бетон (рис. 27);
, передача натяжения арматуры непосредственно на затвердев¬
ший бетон; в этих конструкциях при бетонировании выполняют
Рис. 27. Натяжение арматуры предварительно на¬
пряженных плит на упоры: а — стенд во время
натяжения; б — готовый элемент
1 — натяжное приспособление; 2 — неподвижный упор; 3 —
подвижная траверса; 4 — неподвижная траверса; 5 — анкер;
6 — ролики; 7 — опалубка; 8 — ненапряженная арматура;
~ 9 — напряженная арматура
специальные каналы или пазы, в которые заводят арматуру, закреп¬
ляемую после натяжения при помощи специальных анкерных
устройств на торцах каналов или пазов (рис. 28). Чтобы предохра¬
нить напряженную арматуру от коррозии и механических повреж¬
дений, каналы инъецируют цементным раствором.
Корпусные конструкции различают также по виду напряжен¬
ного состояния.
Судно на плаву работает как балка на упругом основании с пе¬
ременной по длине и ширине податливостью, загруженная неравно¬
мерной нагрузкой. Очевидно, эта балка под такой нагрузкой будет
подвергаться общему изгибу и общему скручиванию. Кроме того,
каждый элемент судна воспринимает и местные нагрузки, напри¬
мер давление на днище от расположенных на судне грузов, гидро¬
статическое давление воды на переборки в случае аварии, ледовые
59

нагрузки и т. и. Под действием нагрузок общего и местного харак-1
тера все элементы корпуса судна работают в условиях сложного I
напряженного состояния. Но так как нагрузки, вызывающие один |
вид напряженного состояния, часто бывают значительно выше дру-1
гих, этими другими нагрузками можно пренебречь. Следовательно, '
большую часть элементов судна можно рассматривать как балки
и плиты, находящиеся в условиях простого напряженного состоя¬
ния: сжатия, растяжения, изгиба, кручения, изгиба с растяжением
(сжатием), внецентренного растяжения (сжатия).
Рис. 28. Натяжение арматуры предварительно напряженных эле¬
ментов на бетон: а — до натяжения; б — готовый элемент
1 — анкер; 2 — канал; 3 — натяжное устройство; 4 — пучок напряженной
арматуры
Вид армирования необходимо выбирать в зависимости от напря
женного состояния в связях корпуса судна. Так, днище и палубы
судна, работающие на сжатие и растяжение при общем изгибе
судна, а также плиты между флорами и бимсами, изгибающиеся от s
местной нагрузки, армируют двумя сетками с рабочей арматурой, ?
направленной вдоль судна, и распределительной арматурой, направ- j
ленной поперек него. Флоры, работающие как многопролетные і
балки, загруженные равномерно распределенной нагрузкой, I
армируются стержнями в верхней части и у основания. Стержни а
выполняют роль рабочей арматуры и воспринимают нормальные |
напряжения. Касательные напряжения воспринимаются попереч- ]
ной арматурой — хомутами, связанными с сетками днищевой ар- і
матуры. В местах изменения направления изгибающего момента
устанавливают изогнутые стержни.

Глава III
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО СУДНА
§ 1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ФОРМЫ КОРПУСА И ГЛАВНЫХ
РАЗМЕРЕНИЙ
Проектирование железобетонного судна, как и любого иного,
начинается с проработки технического задания, подбора материа¬
лов о судах, подобных по назначению, изучения их свойств и ка¬
честв. В этот период делают эскизные графические проработки
компоновки будущего судна, стремясь в наибольшей степени удовле¬
творить требованиям технического задания, выбирают архитектур¬
ный тип судна.
Выбирая в качестве прототипов для железобетонного судна ме¬
таллические суда, необходимо иметь в виду, что железобетонное
судно по архитектурному виду, общему расположению и тем более
по габаритам не может полностью соответствовать металлическому.
Для определения веса судна составляют весовую нагрузку судна,
т. е. определяют веса корпуса, судового оборудования, главных и
вспомогательных механизмов, трубопроводов, электрооборудова¬
ния, грузов, команды снабжения, топлива, воды, масла и грузов.
На первом этапе проектирования эти веса определяют с помощью
следующих приближенных формул.
Вес корпуса находят по формуле
Рк = qKLBH,
где L, В, Н — длина, ширина, высота борта судна соответственно;
qK — коэффициент пропорциональности, называемый из¬
мерителем веса корпуса.
Для железобетонных судов дк изменяется в следующих пределах:
<7К = 0,24—0,25 —для судов из обычного тяжелого железобе¬
тона;
qK = 0,20—0,21 —для судов из легкого железобетона.
Вес судового оборудования так же, как и вес корпуса, можно
определить в зависимости от главных размерений судна.
Для этого следует выбрать в качестве прототипа наиболее близкое
по назначению плавающее судно и пересчитать веса его оборудова¬
ния пропорционально размерениям проектируемого судна (табл. 10).
61

Таблица 10
Формулы пересчета весовых нагрузок по прототипу
Наименование
конструкций
Переходные элементы
■ I. Металл в соста¬
ве корпуса
второстепенные пере¬
борки
дымовые трубы й ды¬
моходы
надстройки рубки,
мостнки
прочее
II.	Подкрепления
и фундаменты
под системы и уст¬
ройства
под механизмы
прочие
III,	IV, V, VI. Дель¬
ные вещи, дерево
в составе корпу¬
са, изоляция, по¬
крытия и окраска
XIII. Оборудова¬
ние помещений
IX.Судовые
устройства
рулевое
р	= р' ( LBH \
ВТ. П	ВТ. п	]
р = р'
Гдт гдЦ N, )
р =р'
пи	пм^	J
_	.	/ LBH \
РфС = 1>5Рфс / —-—-—— — при металлическом
\ L'B'H' } прототипе
_	> / LBH \	Л
РфС = РфС —		— — при железобетонном про-
\ L’B'H' / тотипе
< 1 N \
Р. = 2Р. (	 — прн металлическом прото-
ф	\ N' 1 типе
р	р’ / N \	,
фм _ ^фм 	 при железобетонном прото-
' N’ ) типе
Р =Р' / LBH \
ф ф 1 L’B'H' J
р =Р' ( ВВН
• ДВ • дв L,B,Ht у
\ п /
р = р’ (

РУ	L'T'v'3 j
62

П родолжение
' Наименование
конструкций
Переходные элементы
IX. Судовые
устройства
якорное, швартовное
Р -Р' / ВТ \
х яу ' яу 1 дгуг 1
и буксирное
р
у у \ L’B'H' /
прочие
N— мощность механизмов; ѵ — скорость хода; п — число команды; Т—осадка
Обозначения с индексом
’ относятся к прототипу.
Принято считать, что вес механизмов и обслуживающих их тру¬
бопроводов пропорционален мощности механизмов:
p',N
Р»=~- = Р'Л
где Р'ы, N' — вес и мощность механизмов прототипа;
N ■— мощность механизмов проектируемого судна;
р'м — удельный вес механизмов прототипа.
Вообще говоря, р'м — величина нестабильная и может коле¬
баться в довольно широких пределах даже у двух подобных по мощ¬
ности установок, однако на первом этапе проектирования эта фор¬
мула обеспечивает необходимую точность.
Вес топлива, воды и масла для механизмов судна определяют
исходя из мощности механизмов и заданной для данного судна авто¬
номности
, Р'т
где рт — —г	вес топлива, воды и масла прототипа, отнесенный
N'_ к мощности его механизмов;
тит' — автономность проектируемого судна н прототипа
соответственно (во времени).
Вес снабжения, команды и провизии зависит от числа команды
и может быть вычислен исходя из норм снабжения.
Кроме этих весов, в нагрузку судна вводят обычно запас водо¬
измещения, в эскизном и техническом проектах металлических
судов он составляет 5 и 3% соответственно. Как показывает опыт
проектирования, такой запас водоизмещения недостаточен для же¬
лезобетонных судов, его следует принимать равным 5—10% от во¬
доизмещения.
63

Вес перевозимого груза Ргр — постоянная величина.
Как видно из приведенных формул, перечисленные веса — функ¬
ции длины, ширины, высоты борта, осадки, мощности механизмов,
числа команды.
Сложив веса, полученные по приведенным выше формулам, по¬
лучим весовое водоизмещение судна
2 Pt = D = fiLBH,
тде 7 — удельный вес воды;
о — коэффициент общей полноты судна.
Рис. 29. Корпус железобетонного стояночного судна
Чтобы найти соотношения между перечисленными величинами,
следует выбрать форму корпуса судна и выполнить ряд эскизов об¬
щей компоновки судна.
Для несамоходных железобетонных судов наиболее часто выби¬
рают форму корпуса, приведенную на рис. 29.
Этот корпус имеет прямоугольный мидель-шпангоут, трапецеи¬
дальные очертания носа и кормы, плоские борта и днище с киле-
ватостью в оконечностях. Как показали исследования, суда такой
формы оказались недостаточно устойчивыми на курсе. Для устра¬
нения этого недостатка в кормовой оконечности судна устанавли¬
вают стабилизаторы — пластины, расположенные под кормовым
подзором по обоим бортам под углом 10—15° к диаметральной пло¬
скости. Придать железобетонным судам устойчивость на курсе по¬
зволяет выполнение корпуса с небольшой килеватостью — эта мера
более эффективна.
Коэффициент общей полноты для корпусов этих форм изменяется
в следующих пределах:
о = 0,80-;-0,85 — для судов с килеватым днищем;
8 = 0,84-:-0,86 — для судов с плоским днищем.
Чтобы обеспечить остойчивость судна, его оптимальные ходо¬
вые и мореходные качества, соотношение между высотой борта
64

и осадкой железобетонных судов необходимо выбирать в пре¬
делах
— =2,0 —2,3.
Т
Соотношение между длиной и шириной судна можно определить
следующей формулой:
В =0,11 + 6
или
L = 10(5 — 6),
где 6 — коэффициент, равный 4,5—5,5 м.
Используя эти соотношения, эскизы общего расположения и
уравнение Е Р,■ = D = -fiLBH, определяют главные размерения
судна в первом приближении.
В дальнейшем уточняют форму корпуса судна и его главные
размерения исходя из более тщательно^ проработки расположения,
пересчета весов, удифферентовки судна и т. д.
§ 2. ВЫБОР МАТЕРИАЛА ДЛЯ ПОСТРОЙКИ КОРПУСА,
ОПРЕДЕЛЕНИЕ СИСТЕМЫ И ЭЛЕМЕНТОВ НАБОРА
Зная приближенно главные размерения судна, его длину,
ширину, осадку, высоту борта, а также форму корпуса и общую
компоновку, можно приступить к следующему этапу проектирова¬
ния корпуса — к выбору железобетона для элементов корпуса,
системы набора, к уточнению главных размерений судна, разме¬
щения оборудования и его веса.
Выбор железобетона. Выбор железобетона очень часто обуслов¬
лен не только особенностями конструкции корпуса, но и производ¬
ственными возможностями верфей. При этом должны учитываться
сроки постройки судна, экономическая целесообразность, условия,
обеспечивающие максимальную механизацию трудоемких процес¬
сов и т. д.
При проработках следует учитывать, что на настоящем этапе
развития железобетонного судостроения армоцемент рационально
использовать при изготовлении корпусов малых судов, имеющих
грузоподъемность до 300 т.
Перспективно применение в железобетонном судостроении пред¬
варительно напряженного бетона. Исследования в этой области,
эксплуатация опытных судов подтвердили целесообразность приме¬
нения предварительно напряженных конструкций. Корпус судна,
выполненный из бетона с предварительно напряженной арматурой,
несколько легче корпуса из ненапряженного железобетона, расход
арматуры уменьшается, конструкции из напряженного бетона об¬
ладают повышенной водонепроницаемостью и ударной прочностью.
Однако, во-первых, при изготовлении конструкций из предва¬
рительно напряженного бетона судостроительные верфи должны
5 Заказ № 2329	65

располагать специальным оборудованием и оснасткой для натяже¬
ния арматуры, а, во-вторых, ремонт корпуса судна при появлении
пробоин имеет особенности. После ремонта относительно больших
площадей бортов, днища, палуб железобетон в этих районах теряет
предварительное напряжение, и, чтобы обеспечить равнопрочность
в поврежденных районах, необходимо устанавливать дополни¬
тельную арматуру и увеличивать толщину ремонтируемых эле¬
ментов. В-третьих, применение предварительно напряженного бе¬
тона связано со следующими ограничениями: днище и верхнюю
палубу, участвующие в обеспечении общей прочности судна, выгодно
выполнять предварительно напряженными только при вполне опре¬
деленных соотношениях между высотой борта, длиною судна и
действующим изгибающим моментом. При больших моментах и ма-
Т
лых соотношениях — трудно разместить предварительно напря¬
женную арматуру в плитах и продольном наборе палубы и днища
без увеличения толщин этих элементов, что сводит на нет экономию
в весе корпуса вследствие использования предварительно напря¬
женного железобетона.
Выполнение больших вырезов на верхней палубе предварительно
напряженного корпуса судна часто связано с большими трудностями.
Местные подкрепления в этом случае иногда получаются настолько
значительными, что «съедают» всю экономию в весе, по сравнению
с конструкцией из ненапряженного бетона.
Использование предварительно напряженного бетона рацио¬
нально (если верфь располагает высокопроизводительным оборудо-
т
ванием) при постройке судов с большими соотношениями — и ма¬
лыми изгибающими моментами — для всех элементов, а также при
Т
постройке судов с малыми соотношениями — и большими изгибаю¬
щими моментами — для элементов судна, не участвующих в обес¬
печении общей прочности.
Применение легкого бетона для постройки судов желательно
во всех случаях. К сожалению, не во всех районах страны органи¬
зовано производство легких заполнителей, пригодных для железо¬
бетонного судостроения.
Выбор системы набора. Выбрав вид железобетона для постройки
судна, определяют систему набора корпуса. В судостроении разли¬
чают четыре основные системы набора: продольную (при которой
жесткие балки набора, обеспечивающие конструкциям судна жест¬
кость и прочность, расположены вдоль корпуса судна), поперечную
и смешанную. Кроме того, суда могут быть безнаборными.
Для железобетонных судов так же, как и для металлических,
без специальных проработок расположения набора и анализа проч¬
ности невозможно рекомендовать выбор систем набора.
66

Каждая из систем обладает преимуществами и недостатками,
при этом для одних судов эти недостатки не играют значительной
роли, преимущества же — существенны, для других — недостатки
резко ухудшают конструкцию.
Толщина железобетонной обшивки судна всегда значительна
по сравнению с металлической. В свою очередь, корпус металличе¬
ского судна в большинстве случаев криволинеен. Вероятно, из же¬
лезобетона можно создать корпус-оболочку судна без набора. Дей¬
ствительно, в настоящее время малые суда, напрцмер английские
армоцементные катера, так и строят.
Несколько хуже обстоит дело с крупными судами. На значитель¬
ном протяжении судна, в его средней части, обшивка прямолинейна,
она обладает значительной кривизной лишь в районе скулы, только
в одном направлении. В какой-то степени можно кривизну скулы,
не ухудшая поперечной остойчивости судна, его ходовых качеств
и не уменьшая объема корпуса, распространить на борт и днище.
Но этих мероприятий обычно недостаточно и, как правило, в кор¬
пусе необходимо располагать поперечные переборки либо мощные
шпангоутные рамы. По такому принципу были построены немецкие
танкеры, на которых оболочка-обшивка опиралась на поперечные
переборки, расположенные на расстоянии 4 м одна от другой.
Установка мощных шпангоутных рам или часто поставленных
переборок обычно нежелательна на тех судах, которые должны рас¬
полагать большими, ничем не разделенными объемами помещений,
например сухогрузные суда для перевозки больших по габаритам
грузов. Наоборот, установка шпангоутных рам и переборок в кор¬
пусах наливных судов не имеет существенного значения, а в неко¬
торых случаях может быть и полезна, так как переборки будут раз¬
делять свободную поверхность груза на части, что снизит ее влия¬
ние на остойчивость судна.
Отметим, что технология изготовления безнаборно-оболочечных
конструкций несколько сложнее технологии изготовления плоскост¬
ных конструкций.
Таким образом, рациональны безнаборные конструкции корпу¬
сов малых судов, а также судов, эксплуатационные качества кото¬
рых не ухудшит расположение в помещении мощных рам или
переборок.
Продольная система набора судна стала получать распростране¬
ние в связи с ростом длины судов. На металлических судах при ее
применении удается передать усилия от общего изгиба и местных
нагрузок на одни и те же связи. Кроме того, благодаря продольной
системе набора можно обеспечить устойчивость днищевых и палуб¬
ных перекрытий при меньших затратах материала.
Продольная система набора судов из ненапряженного железо¬
бетона часто бывает неэффективна, потому что продольная арматура
плит, так же как и продольный набор будут воспринимать усилия
от общего изгиба, что не позволит уменьшить толщину обшивки.
5*	*	67

Сечения продольных связей вследствие большей нагрузки на них
возрастают, в то время как толщина обшивки не уменьшается.
Кроме того, при продольном наборе (как и для оболочек безнабор-
ных судов) по длине судна необходимо устанавливать шпангоутные
рамы большого сечения или поперечные переборки, на которые
опирались бы продольные связи. Применение продольного набора
целесообразно на нефтеналивных судах с очень большим отноше-
L
нием — .
Т
Широкое распространение в железобетонном судостроении
получила поперечная система набора. При этой системе набор
Рис. 30. Мидель-шпангоут двухпалубного железобетонного судна
обычно получается менее громоздким, чем при продольной; пролеты
балок значительно меньше, так как расстояния между палубами
судна всегда меньше расстояний между переборками. По ширине
судна всегда можно поставить 1—2 продольные переборки или стрин¬
геры, подкрепленные пиллерсами, которые будут делить пролет
на меньшие части, и уменьшить сечение балок основного набора.
Эти соображения легли в основу при разработке наиболее рацио¬
нального корпуса среднего морского судна. Его мидель-шпангоут
изображен на рис. 30. Судно набрано по поперечной системе.
Междудонное пространство разделено двумя продольными перебор¬
ками на три части, под средней и верхней палубами расположены
карлингсы, опирающиеся при помощи пиллерсов на продольные
переборки в междудонном пространстве.
Такая конструкция позволяет в значительной степени умень¬
шить высоту днищевого набора; продольные переборки, частично
воспринимая срезывающие силы, дают возможность уменьшить
толщину борта.
Выбрав принципиально вид железобетона для постройки судна,
систему набора и установив главные размерения судна, определяют
68

элементы набора: толщины и армирование палуб, днища, бортов,
поперечное сечение балок набора, шпаций и т. п.
Определение элементов набора. На плиты днища действуют гид¬
ростатическое давление воды и усилия от общего изгиба судна.
При поперечной системе набора максимальные суммарные
расчетные усилия в сечениях плит днища будут в средней части
судна,— там, где плита опирается на поперечный набор.
Площадь поперечного сечения продольной арматуры днища
в первом приближении легко определить, предполагая, что только
днище и верхняя палуба воспринимают максимальный изгибающий
момент, возникающий при общем изгибе судна. Величину изгибаю¬
щего момента вычисляют следующим образом: для судна на спо¬
койной воде — по эскизам общей компоновки и весам, полученным
в первом приближении, считая вес корпуса и силы поддержания
равномерно распределенными вдоль судна; для судна на волнении
дополнительный изгибающий момент от действия волн определяют
по формуле
АЛ4 = {k' + 0,02 (1 — а)] AW2,,,
где	ДЛ4 — дополнительный изгибающий момент;
hB = — + 2 м —‘расчетная высота волны для судов длиною
30	более 40 .и;
k' = 0,0255—0,0585;
а — коэффициент полноты конструктивной ва¬
терлинии.
Усилие от общего изгиба, воспринимаемое арматурой днища,
находят по формуле
„ _ ЛЦ-ДМ
ди ~ Н ’
Площадь арматуры в поперечном сечении элемента определяют
по выражению
где k — коэффициент запаса прочности,
ат — предел текучести арматуры.
Помимо усилий от общего изгиба корпуса арматура плиты днища
должна воспринимать местные усилия от гидростатического давле¬
ния. Поэтому необходима установка дополнительной арматуры.
Площадь дополнительной арматуры определяют следующим обра¬
зом. Изгибающий момент, который действует в опорном сечении
плиты шириной b = 1 м, подверженной гидростатическому давле¬
нию q кг/см2, вычисляют по формуле
1	12
где а — длина шпации.
69

Из этой формулы следует, что изгибающий момент растет про¬
порционально квадрату величины шпации.
Если исходить только из этой формулы, то шпацию следует при¬
нимать возможно меньшей. При этом и площадь арматуры, воспри¬
нимающей усилия от гидростатического давления, сечение и арма¬
тура поперечного набора (об этом будет сказано ниже) будут умень¬
шаться. Однако нельзя забывать о том, что, кроме гидростатического
давления, арматура днища должна воспринимать усилия от общего
изгиба. Плиты днища, в которых размещена арматура, должны
обладать достаточной толщиной. Уменьшая площадь сечения арма¬
туры, воспринимающей местную нагрузку, сокращая шпацию,
можно уменьшать толщину днища до определенного предела.
усилий в изгибаемой
Рис. 31. Схема распределения
железобетонной балке прямоугольного сечения
Следует учитывать, что трудоемкость изготовления ребристых
поверхностей с часто расположенными ребрами значительно выше
трудоемкости изготовления плит с редко расположенными ребрами.
Если принять все это во внимание, то окажется, например, что
для судов длиною 70—150 м, имеющих поперечную систему набора,
наиболее рациональна длина шпации в пределах 1—1,5 м, при этом
толщины днища могут изменяться в пределах 80—120 мм.
Выбрав шпацию, зная изгибающий момент на опоре днищевой
плиты, определяют площадь арматуры по формулам
= R,ta (Л«—-j-) + О—)
где — прочность бетона на сжатие при изгибе (прочие обозна¬
чения приведены на рис. 31).
70

При этом сечение должно удовлетворять условиям
х^. 0,5/^;
х > 2а';
kM<0,5RHbh2.
В приведенных формулах четыре неизвестных: х, h, F&, F&.
Обычно в первом приближении толщину днищевых плит h назна¬
чают исходя из условий размещения в плитах днища арматуры,
обеспечивающей общую продольную прочность судна. Верхнюю
Fa и нижнюю Fa арматуру сеток днища, как правило, предусматри¬
вают одинаковыми или задаются соотношениями ее площадей; на¬
конец, принимают х = 0,5 /г0, а коэффициент k = 2.
По этим формулам определяют площадь арматуры, необходимую
для восприятия местного гидростатического напора.
Определив суммарную площадь арматуры, обеспечивающей об¬
щую и местную прочность, составляют эскиз ее расположения в пли¬
тах днища. При этом необходимо соблюдать следующие правила:
толщина защитного слоя смачиваемых поверхностей должна быть
не менее 15 мм, для прочих — не менее 10 мм.
Число стержней рабочей арматуры должно быть не более 20 и
не менее 5 на 1 пог. м сетки.
Сечение распределительной и монтажной арматуры должно со¬
ставлять не менее 15% от сечения рабочей арматуры, расстояние
между стержнями — не более трехкратного расстояния между стер¬
жнями рабочей арматуры, но не должно превышать 250 мм.
Толщину днищевой плиты, найденную рассмотренным способом,
принимают за расчетную при определении веса корпуса на этом
этапе проектирования.
Сечение поперечного набора и его армирование определяют
также исходя из условий обеспечения местной прочности корпуса
судна. Опасное сечение поперечных днищевых балок (флор) —
среднее по длине пролета балки сечение. Считая балку жестко за¬
деланной, момент, действующий в середине пролета, определяем
по формуле	2
где а — шпация;
— длина пролета;
q — гидростатическое давление.
Этот момент должна воспринимать рабочая арматура ребра и
железобетон плиты шириною, равной длине шпации (рис. 32), т. е.
должно быть соблюдено условие
где k = 2,
71

( В этой формуле две неизвестные величины h и F&, они обратно
пропорциональны. Задаваясь одной величиной, мы всегда получим
однозначно вторую величину. Обычно высоту набора выбирают ис¬
ходя из конструктивных соображений; площадь арматуры опреде¬
ляют по приведенной формуле. Однако при таком выборе сечения
арматуру не всегда можно разместить в балке, не увеличивая зна¬
чительно ее толщины, которую выбирают исходя из прочностных
конструктивных и технологических данных. С учетом унификации
конструкций в настоящее время в качестве наиболее рациональной
принята толщина балок в пределах 80—120 мм. В этом случае вы¬
соту поперечного набора необходимо увеличивать.
Рис. 32. Схема распределения усилий в изгибаемой железо¬
бетонной балке таврового сечения
Сечения поперечных балок, примыкающие к опорам, выбирают
исходя из условий их работы на срез, причем должно соблюдаться
условие
N <R±
Wi 7 *
Чтобы обеспечить прочность при действии изгибающего момента
в этих сечениях, иногда необходимо усилить распределительную
арматуру плиты двумя-четырьмя стержнями арматуры, а для вос¬
приятия усилий среза — установить дополнительную распредели¬
тельную арматуру — хомуты, площадь которых определяют в пер¬
вом приближении по формуле
Л^х =
где N — значение срезывающей силы;
ах — расстояние между хомутами;
Fx — площадь сечения двух ветвей хомута.
При продольной системе набора продольная арматура днища
воспринимает в основном усилия от общего изгиба. Площадь ее се¬
72

чения определяют точно так же, как и при поперечной системе на¬
бора. Распределительную арматуру назначают, как и в предыду¬
щем случае, равной 15% от сечения рабочей арматуры, и к ней до¬
бавляется площадь арматуры, обеспечивающей прочность днище¬
вой плиты на изгиб в поперечном направлении, которую определяют
по приведенным выше формулам.
Сложнее определить армирование продольного набора. Напря¬
женное состояние продольного набора характеризуют внецентрен-
ное растяжение — при прогибе или внецентренное сжатие — при
перегибе судна балок таврового профиля, жестко заделанных на
рамных опорах.
Рис. 33. Схема распределения усилий во внецентренно сжатой
железобетонной балке таврового сечения
1 — приведенная прямоугольная балка
Заменив условно тавр прямоугольным сечением, как изобра¬
жено на рис. 33, элементы сечения определяют по формулам
kNe = Rabx [h0	-J- F>T (й0 - а);
N 2
Обозначения величин, входящих в формулы, показаны на рис. 33.
В этих формулах, как и в формулах, приведенных на стр. 71,
три неизвестные величины — х, h0, Fa. Принимая х йп, с помощью
приведенных формул определяем h и Fa. Элементы сечения рамного
поперечного набора находим так же, как сечение поперечного на¬
бора обычного профиля. Отличие заключается только в том, что к
равномерно распределенной гидростатической нагрузке необходимо
добавить сосредоточенные усилия в местах опирания продольных
ребер.
73

Толщины плит борта выбирают исходя из условий восприятия
срезывающих сил при общем изгибе судна на волнении. Величину
этих сил находят по формуле
N = 4 (М + &М)
L
Толщина плит борта должна быть не менее
2 RaH
Армирование борта назначают исходя из условий обеспечения
прочности плит между стойками шпангоутов (бортовыми стринге¬
рами), а напряжения от действия срезывающих сил дополнительно
проверяют по формуле
_ Nax
~ Мг3Н ’
тд£ f — площадь сечения прутка арматуры;
п — число сеток;
ах — расстояние между стержнями сетки;
k3 — коэффициент запаса прочности.
Элементы сечений шпангоутов выбирают аналогично элементам
сечений флоров, с той лишь разницей, что гидростатическая нагруз¬
ка принимается распределенной по треугольнику — с вершиной на
ватерлинии максимального погружения.
Используя приведенные выше формулы (стр. 71, 73), определяют
сечения элементов всех остальных деталей набора и плит палуб,
поперечных и продольных переборок и других конструкций.
Одновременно с выбором элементов набора и конструированием
корпуса прорабатывают расположение оборудования, укладку
груза в основных помещениях судна, составляют нагрузку судна,
проверяют начальную остойчивость и посадку судна. Далее уточ¬
няют все эти элементы корпуса и вносят необходимые изменения.
Когда это сделано, все элементы судна определены с точностью,
достаточной для перехода к следующему этапу проектирования,—
составлению эскизного проекта.
§ 3. ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ СУДОВ
ИЗ ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАПРЯЖЕННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОНА,
АРМОЦЕМЕНТА И ОБОЛОЧЕЧНОЙ КОНСТРУКЦИИ
Суда из предварительно напряженного железобетона
Главные размерения, архитектурный тип судна из предвари¬
тельно напряженного железобетона в первом приближении опреде¬
ляют так же, как для судов из обычного железобетона.
74

Одинаковы исходные соображения и последовательность
расчетов при определении системы и элементов набора. При этом
следует учитывать, что выбор системы набора корпуса из предва¬
рительно напряженного железобетона зависит не только от типа
судна, его размерений, условий эксплуатации, но и от метода созда¬
ния предварительного напряжения. Элементы корпуса судна при
продольной, поперечной и смешанной системах набора целесооб¬
разно армировать с учетом следующих рекомендаций.
1)	При продольной системе набора предварительное напряже¬
ние секций днища, палуб и поперечных переборок выполняют в по-
Рис. 34. Схема изготовления корпуса судна с предварительно
напряженной арматурой
1 — напрягаемая арматура; 2 — натяжной стенд
перечном направлении от борта к борту, а бортов и продольных
переборок — в вертикальном направлении струнной арматурой.
Общее обжатие корпуса в продольном направлении выполняют ар¬
матурными пучками.
2)	При смешанной системе набора днище, палубы и поперечные
переборки армируют так же, как при продольной системе набора.
Борт и продольные переборки армируют струнной арматурой в про¬
дольном направлении. Общее обжатие корпуса выполняют арматур¬
ными пучками, расположенными по днищу и палубе.
3)	При поперечной системе набора, которая рекомендуется
только для малых судов, обжатие судна выполняют лишь в одном
направлении. Палубы, днище, борта и продольные переборки на¬
прягают струнной арматурой вдоль судна, поперечные переборки —
в горизонтальном направлении (рис. 34).
При армировании корпуса судна продольной напрягаемой ар¬
матурой необходимо обеспечить заданную несущую способность
и трещиностойкость конструкции, арматурные пучки могут вклю¬
чать 12, 18, 24, 30 ... до 50 струн.
75

В продольных связях корпуса можно располагать по одному-
два пучка в зависимости от расчета (рис. 35). В ряде случаев целесо¬
образно арматурные пучки располагать не по всей длине судна, а
только в районе максимального изгибающего момента.
Пучки из высокопрочной арматуры необходимо размещать как
можно ближе к центру тяжести сечения, в котором они проходят.
Однако пучки должны быть расположены так, чтобы создавалось
равномерное обжатие всего поперечного сечения корпуса судна.
Расстояние между пучками, стержнями или проволоками необхо¬
димо назначать, учитывая удобство укладки и уплотнения бетон-
Рнс.. 35. Постройка судна из предварительно
напряженного железобетона сборным методом
/ — каналы для пучков предварительно напряжен¬
ной арматуры
ной смеси, степень местного обжатия бетона, а также расстояния
между штырями (роликами) натяжных устройств.
Проработку конструкций элементов набора судна из предвари¬
тельно напряженного железобетона необходимо начинать с выбора
арматуры, обеспечивающей общую продольную прочность судна
(пучков — при продольной и смешанной системах набора, струн —
при поперечной системе), и ее размещения в элементах набора.
Приближенные значения изгибающих моментов судна в целом
определяют так же, как для судов из обычного бетона. Полагая,
как и в предыдущем случае, что изгибающий момент воспринимают
лишь палуба и днище, находят максимальные растягивающие и
сжимающие усилия, действующие в этих элементах. Считают, что
растягивающее усилие воспринимает арматура. В предварительно
напряженном железобетоне арматура заранее напряжена примерно
до половины нормативного предела прочности. Площадь ее сечения
определяют по формуле
20
F‘=^-
76

где N — растягивающее усилие от общего изгиба судна;
Ra — нормативный предел прочности арматуры;
k = 2 — коэффициент запаса прочности.
К этому сечению арматуры необходимо добавить еще дополни¬
тельную площадь арматуры, которая обеспечивала бы прочность
перекрытия от местного изгиба.
Армирование сечения определяют, составляя эскизы элементов
набора. При определении расчетных усилий к местным нагрузкам
добавляют силы действия предварительно напряженной арматуры.
Определив общую площадь сечения предварительно напряжен¬
ной арматуры, разрабатывают эскизы сечения перекрытия, по ко¬
торым устанавливают размеры сечений и их армирование. Площадь
сечения бетона, определенную этим способом, необходимо прове¬
рить исходя из условий прочности при действии сжимающих напря¬
жений от общего изгиба и предварительного напряжения арматуры
Р  N'[Fа0,57?н
где F6 — площадь сечения бетона;
R — марочная прочность бетона.
Сечение и армирование предварительно напряженных элементов
судовых конструкций, не участвующих в общей прочности судна,
выбирают по приведенным выше формулам, как и для судна из не¬
напряженного бетона, но, кроме внешней действующей местной на¬
грузки, к балке (плите) элемента конструкции прилагается осевое
усилие от предварительного напряжения арматуры.
Конструкцию плит борта выбирают исходя из условий их работы
на срез от общего изгиба, а также прочности при восприятии мест¬
ных нагрузок и предварительного обжатия их арматурой. Сечение
и арматуру плит необходимо подобрать так, чтобы главные напря¬
жения, действующие в бетоне плиты и определяемые формулами
. Му.	QSg
у = a6i ±	> °у = аб2; т = ту >
J б	J6D
были не больше следующих величин:
Ур-С 1ДКР;
°гс < Я.
где <зх — нормальные напряжения в бетоне от общего изгиба
судна;
°б 12 — напряжения от предварительного обжатия;
т — касательные напряжения от общего изгиба;
агр> Згс — главные растягивающие и сжимающие напряжения
соответственно.
77

Пользуясь этими формулами, можно проверить сечение плиты и
ее армирование. Для выбора в первом приближении толщины плиты
следует, как и в случае применения ненапряженного бетона, поль¬
зоваться формулой	7П
После того как элементы сечений и армирование узлов и дета¬
лей определены, вычерчивают конструктивный чертеж корпуса.
После определения по конструктивному чертежу веса корпуса,
уточнения общего расположения и весовой нагрузки, а также про¬
верки остойчивости и непотопляемости вносят изменения в главные
размерения судна. Этим этапом обычно и заканчивается выбор глав¬
ных размерений и элементов корпуса судна. В последующих этапах
проектирования рассчитывают прочность всех элементов корпуса,
уточняют размеры сечения и объем их армирования.
Суда из армоцемента
Армоцемент — новый материал в морском судостроении, из
него создают в основном суда единичной постройки, эксперимен¬
тального класса. Поэтому в настоящее время нельзя рекомендовать
какие-либо способы ускоренного приближенного определения ве¬
сов и главных размерений корпусов армоцементных судов.
Составляя уравнение весов и определяя размеры сечений эле¬
ментов корпуса в первом приближении, можно считать, что армо¬
цемент — однородный материал, имеющий механические характе¬
ристики, приведенные в табл. 9.
Величины напряжений, возникающих в армоцементной кон¬
струкции при действии на нее расчетной нагрузки, определяют
согласно общим правилам строительной механики корабля. При
этом расчет конструкций на изгиб выполняют с учетом различия
значений упругих характеристик для сжатой и растянутой зон.
В этих расчетах допускаемые напряжения назначают ниже нор¬
мативных, приведенных в табл. 12. Коэффициент уменьшения нор¬
мативных напряжений можно принять в первом приближении рав¬
ным 0,6.
Толщину конструкций из армоцемента необходимо принимать
по расчету, но она должна быть не менее 10 мм.
Собственный вес корпуса устанавливают по его проектным раз¬
мерам.
Объемный вес ..армоцемента определяют по формуле
Тац= Тпб + Hi1- т/м3,
где — коэффициент армирования цементно-песчаного бетона
в одном направлении;
7пб — объемный вес цементно-песчаного бетона. При отсутствии
экспериментальных данных в предварительных расчетах
разрешается принимать ;пб = 2,2 т!м3.
78

Внешние расчетные нагрузки назначают, как и в предыдущих
случаях, в соответствии с классом судна по правилам Регистра СССР.
Считается, что общий изгиб армоцементного судна воспринимают
лишь верхняя палуба и днище. Борта воспринимают срезывающие
силы от общего изгиба судна, и, кроме того, все элементы воспри¬
нимают местные нагрузки — гидростатическое давление, вес обо¬
рудования и т. п. На дальнейших этапах проектирования корпус
прорабатывают в полном объеме, уточняя размеры его элементов.
Суда оболочечных нонструнций
Эти суда так же, как и армоцементные, не строили в большом
числе, поэтому трудно дать рекомендации, основанные на практи¬
ческих данных.
Рис. 36. Судовые оболочечные конструкции открытого профиля
Рекомендуются следующие конструкции цилиндрических вста¬
вок для корпусов со значительно криволинейными обводами, кото¬
рые следует выбирать в зависимости от назначения судна и эксплуа¬
тационных требований, предъявляющихся к нему:
открытого типа — для судов, перевозящих мелкоштучные и
сыпучие грузы (рис. 36, а и б);
закрытого типа — для судов, перевозящих жидкие грузы
(рис. 37, а и б);
многосвязного типа (рис. 38, а и б).
Приемлемость выбранной конструкции определяют, учитывая
эксплуатационные требования, размерения корпуса, архитектур¬
ную компоновку, технологические требования и т. п. Особое внима¬
ние необходимо уделить прочности и устойчивости конструкции
корпуса при действии на нее статических и динамических нагрузок.
При проектировании корпусов, изображенных на рис. 36, а и б,
борт в надводной части рекомендуется принимать прямолинейным,
ниже ватерлинии обводы корпуса могут быть очерчены по дуге
круга или по иной кривой.
Шаг между поперечными переборками может превышать в
1,2—1,6 раза ширину судна. Стрела подъема оболочки должна
79

составлять —	— часть расстояния между концевыми элементами.
6	8
При проектировании конструкций такого типа рационально преду¬
сматривать предварительное обжатие корпуса.
При проектировании корпусов, изображенных на рис. 37, б,
из ненапряженного бетона, следует применять поперечную систему
Рис. 37. Судовые оболочечные конструкции закрытого про¬
филя
набора, при использовании предварительно напряженного бетона —
смешанную.
Местную прочность элементов корпуса, воспринимающих со¬
средоточенные и распределенные нагрузки, .необходимо обёспечи-
Рис. 38. Судовые оболочечные конструкции многосвязного
контура
вать, устанавливая специальные подкрепления — привальные
брусья, дополнительный набор,— увеличивая толщину обшивки
и ее армирование. .
§ 4. РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ КОРПУСА ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО
СУДНА
Общие положения. После того, как в первом приближении вы¬
браны главные размерения судна и определены основные конструк¬
тивные элементы корпуса, дальнейшее его проектирование сводится
к уточнению сечений армирования связей, а также к проверке их
прочности. На основании расчетов прочности уточняют форму кор¬
пуса; разрабатывают конструктивный чертеж, составляют весовую
во

нагрузку и выполняют все прочие общесудовые расчеты. Если
методологически общесудовые расчеты не отличаются от расчетов,
выполняемых при проектировании металлических судов, то расчет
прочности железобетонного судна значительно отличается от рас¬
чета прочности стальных судов.
Методику расчета прочности корпусов железобетонных судов
непрерывно совершенствуют на основании опыта, накапливающе¬
еся у нас и за границей.
Впервые нормы расчета прочности железобетонных судов были
изданы Регистром СССР в 1926 г.; в 1931 и 1940 гг. нормы переизда¬
вались с некоторыми коррективами. Прочность судовых железобе¬
тонных конструкций предусматривалось рассчитывать по методу
допускаемых напряжений.
В основу метода расчета сечений элементов по допускаемым на¬
пряжениям была положена II стадия напряженно-деформированного
состояния. В этом случае работа железобетона под нагрузкой счи¬
тается упругой, а зависимость между напряжениями и деформа¬
циями — линейной, подчиняющейся закону Гука. В сжатой зоне
эпюру напряжений принимают треугольной, в растянутой зоне
работу бетона на растяжение не учитывают и, следовательно, пола¬
гают, что все растягивающее усилие передается на арматуру. Модуль
£
упругости бетона принимался постоянным, а число п = — —>
Еб
также постоянным и равным 15. Согласно этому методу расчетные
напряжения в бетоне и в арматуре при действии эксплуатационных
нагрузок не должны превышать допускаемых, которые составляют
определенную часть от предела прочности бетона и предела теку¬
чести стали.
Метод расчета по допускаемым напряжениям имеет серьезные
недостатки. Так как бетон — материал упруго-пластический, дей¬
ствительное распределение напряжений в сечении не соответствует
треугольной эпюре напряжений, а число п — величина переменная,
зависящая от напряжений в бетоне, от продолжительности действия
нагрузки, состава бетона и т. д. Таким образом, этот метод расчета
не позволяет запроектировать конструкцию с заданным запасом
прочности и определить напряжения в арматуре и бетоне.
На основе строительной практики в 1949 г. были введены новые
правила расчетов прочности конструкций железобетонных судов
(которые были дополнены и несколько изменены в 1958 и 1961 гг.).
Согласно этим правилам предусматривается расчет прочности эле¬
ментов судовых конструкций по методу разрушающих нагрузок.
Этот метод основан на следующих положениях.
1)	Элементы рассчитывают по стадии разрушения (III стадия)
в предположении, что бетон в сжатой зоне и арматура достигли
предельных состояний.
2)	Эпюра сжимающих напряжений в бетоне принята прямо¬
угольной вместо фактической криволинейной, что, приводя к
6
Заказ № 2329
81

незначительной погрешности расчета (не более 2%), существенно
упрощает расчетные формулы.
3)	Работа бетона в растянутой зоне не учитывается.
4)	Расчетные формулы выводят исходя из условия равновесия
внутренних и внешних усилий, действующих в сечении в стадии
разрушения.
5)	Усилие, допускаемое при эксплуатации конструкции, назна¬
чают как долю разрушающего усилия, получаемую делением раз¬
рушающего усилия на общий коэффициент запаса прочности k.
Этот метод более правильно отражает работу конструкции под
нагрузкой и позволяет определить коэффициент запаса прочности,
близкий ц действительному.
Недостаток этого метода — он не позволяет получить представ¬
ление о напряженном состоянии конструкции при эксплуатации.
Кроме того, при расчете этим методом не учитываются возможные
отклонения фактических нагрузок и прочностных характеристик
материалов от их расчетных значений, которые нельзя явно учесть
в коэффициенте запаса прочности.
В настоящее время расчеты прочности железобетонных судов
выполняют в соответствии с «Правилами постройки железобетонных
судов» Речного Регистра РСФСР (1958 г.) и уточняющими их отдель¬
ные положения «Временными правилами выполнения расчетов проч¬
ности судовых конструкций», разработанными в 1961 г. группой
ведущих специалистов в области железобетонного судостроения
под руководством академика Ю. А. Шиманского. Ниже приводятся
основные положения этих правил.
Каждый расчет прочности в общем случае включает
определение величин и характера внешних расчетных нагрузок;
определение наибольших усилий исходя из принятых расчетных
нагрузок;
назначение запаса прочности;
проверку прочности, раскрытия трещин и прогибов элементов
конструкции.
Объем расчетов определяется требованиями Регистра СССР или
условиями, которые ставит заказчик судна, но в любом случае рас¬
чет должен включать
сводную таблицу весов корпуса и переменных грузов, разне¬
сенных по 20 теоретическим отсекам;
расчет общей прочности;
расчет местной прочности.
Расчеты прочности должны включать проверку окончательно
-принятых размеров и материала конструкции, они должны быть
построены так, чтобы можно было проверить все заключающиеся
в них данные; кроме того, расчеты должны содержать соответствую¬
щие ссылки на первоисточники.
Определение расчетных нагрузок. Различают следующие катего¬
рии внешних нагрузок:
82

постоянную, действующую все время или продолжительно (теоре¬
тическое давление на тихой воде, собственный вес конструкции или
оборудования, давление жидкостей на переборки цистерн и т. п.);
случайную, действующую ограниченное время (при испытании,
при постановке судна в док, от накатывающихся на палубу волн
и т. п.);
аварийную, приводящую к разрушению части конструкций
> (при котором необходимо их заменять или ремонтировать), но не
вызывающую разрушения корпуса в целом.
Если на конструкцию одновременно действуют нагрузки раз¬
личных категорий, необходимо выявить наибольшие величины по¬
стоянно действующих нагрузок, а также случайных и аварийных.
За расчетную схему внешних нагрузок принимают самую не¬
выгодную из возможных их комбинаций, при которой напряженное
состояние конструкции наиболее приближается к опасному. Опас¬
ным для железобетонных конструкций считается состояние, при
котором напряжения в арматуре достигают предела текучести,
стали, а в бетоне — призменной прочности при сжатии /?пр, предела
прочности при изгибе 7?и (или срезе /?ср).
Вычисляют изгибающие моменты и срезывающие силы для по¬
ложения судна на тихой воде при различных состояних нагрузки
и на волнении в соответствии с установленным районом плаваний.
За расчетные принимают наибольшие значения нагрузки, изги¬
бающего момента и перерезывающей силы, вычисленные для на¬
грузки судна порожнем, в полном грузу и при возможном неблаго¬
приятном распределении груза.
Чтобы определить изгибающие моменты и перерезывающие силы,
судно теоретически ставят раздельно на тихую воду и на волну.
Находят кривые сил веса и сил поддержания, затем вычисляют по
ним изгибающие моменты и перерезывающие силы обычным таблич¬
ным способом по21 равноотстоящей ординате, считая распределение
нагрузок равномерным на протяжении каждого участка между
ординатами. Незамыкание эпюры изгибающих моментов (внесение
поправки без пересчета) допустимо на величину не более 5% от
максимальных их значений.
Дополнительный статический изгибающий момент на волнении
определяют методом постановки судна на вершину и подошву тро¬
хоидальной волны для нагрузок судна в полном грузу, порожнем
и при наиболее неблагоприятном распределении груза. При этом
для морских судов с неограниченным районом плавания длину
волны X принимают равной длине судна по летней грузовой ватер¬
линии X = 4Л> а высоту волны hB— по формулам
hB — — + 2 м — для судов длиною до 120 л;
30
hB — — м — для судов длиною 120 л и более.
6*
83

Для морских судов ограниченного района плавания размеры
волн принимают на основании статистических данных. Если макси¬
мальная длина волны меньше длины судна, то ее следует условно
принимать равной длине судна. При этом расчетную высоту волны
принимают равной высоте волны, установленной по статистическим
данным, но она не должна превышать величины, определяемой по
вышеприведенным формулам. Чтобы найти расчетные величины
изгибающих моментов и перерезывающих сил, необходимо значения,
полученные при различных нагрузках судна на тихой воде, сумми¬
ровать со значениями наибольших дополнительных изгибающих
моментов и перерезывающих сил, определенных для положения
судна на вершине и подошве волны. Для проверки прочности из
этих величин выбирают такие, при которых напряженное состоя¬
ние корпуса судна наиболее неблагоприятно.
В средней части судна на расстоянии 5% длины судна в нос и
в корму от сечения, в котором действует наибольший изгибающий
момент, расчетный момент принимают равным наибольшему. Рас¬
четные моменты для сечений судна, расположенных вне этих 10%
длины судна, определяют по эпюре моментов: для каждого сечения
за расчетный принимают изгибающий момент, действующий в се¬
чении, расположенном от рассматриваемого на расстоянии 5% длины
судна — в сторону миделя.
Расчетную нагрузку на днищевое перекрытие принимают равно¬
мерно распределенной и задают в метрах водяного столба в
соответствии со следующими формулами.
Для обшивки и набора пиков при отсутствии балласта в отсеке
hBZ = Tr + ±-,
где Тг — осадка судна в полном грузу;
hB — высота расчетной волны, м.
Для тех же конструкций при балласте в отсеке'
Лвс= Тп——Я']
или
Если Тп, то за расчетную нагрузку принимают
Ас = I Н’ I или Лвс = I Н" |,
где Т — осадка судна порожнем;
Н' — высота борта судна в этом районе;
Н" — высота от днища цистерны до верха воздушной трубы, м.
84

Расчетную нагрузку для обшивки и набора днища в средней
части судна находят по следующим формулам:
если нет противодавлений груза,
**ВС 1 Г I 2	’
при противодавлении груза
ЙВС = Л±^--Р>
где р—средняя интенсивность давления груза (тонны на 1 ж2 пло¬
щади трюма).
вне цистерн; б — для борта в районе цистерн
■ Расчетную нагрузку на борт судна задают (в метрах водяного
столба) в соответствии со следующими формулами:
для горизонтальных связей — нагрузка равномерно распреде¬
лена и составляет
Лвс = Тт +	— Z,
где z — отстояние горизонтальной связи от основной линии, ж;
для вертикальных связей — ее определяют по треугольнику
или трапециям, изображенным на рис. 39.
Расчетную нагрузку на водонепроницаемые переборки задают
в соответствии с рис. 40 (в метрах водяного столба).
Расчетные нагрузки на палубные перекрытия задают следую¬
щими:
для открытых палуб судов неограниченного района плавания
Лвс — 1,2 ж;
для ограниченных районов и судов внутреннего плавания
Лвс = 0,5 ж;
85

для закрытых палуб корпуса, палуб надстроек и рубок
/івс = 0,35 л;
для легких палуб, недоступных пассажирам,
йвс = 0,1 м;
Для грузовых палуб
/івс= 1,2р,
где р — нагрузка, распределенная на палубе.
Все эти расчетные нагрузки справедливы для обычных стояноч¬
ных и транспортных судов; при проектировании специальных соору-
Рис. 40. Расчетные нагрузки на переборки: а — для переборок
вне цистерн; б — для переборок в районе цистерн
жений, например доков, расчетные нагрузки выбирают в соответст¬
вии со специальными указаниями.
Расчетные нагрузки от общего изгиба в различных сечениях
корпуса судна определяют так же, как для балки сложного сечения.
Расчетные усилия определяют для двух случаев изгиба корпуса
судна: прогиба — при сжатой палубе и растянутом днище и пере¬
гиба — при растянутой палубе и сжатом днище. Расчетные сечения
эквивалентного бруса должны быть наиболее характерными в от¬
ношении прочности корпуса судна, т. е. необходимо выбрать наи¬
более слабое сечение в районе действия максимальных усилий, се¬
чения в местах изменения системы набора и т. п.
В состав сечения эквивалентного бруса включаются продольные
связи корпуса, которые идут непрерывно на протяжении большем,
чем высота борта,— при ~ > 2, или на протяжении большем,
чем удвоенная высота борта,— при 2. При этом соединение-
связей, включенных в состав эквивалентного бруса, с корпусом
должно обеспечивать их участие в общем изгибе судна.
S6

Не учитывается ослабление связей единичными вырезами, наи¬
больший размер которых не превышает пяти толщин плиты. Если
вырезы расположены по одной линии вдоль судна и их суммарная
длина превышает суммарную длину промежутков между ними, то
из эквивалентного бруса исключают связь на длину участка с вы¬
резами. Если суммарная длина вырезов меньше суммарной длины
промежутков между ними, то участки между вырезами рассматри-
, вают как прерывистые связи. Вырезы учитывают, исключая пло¬
щадь сечений связей не только в районе самого выреза, но и вне его,
как указано на рис. 41.
Рис. 41. К расчету эквивалентного бруса
1 — площадь, исключаемая при расчете
Расчетные усилия от изгибающего момента в связях эквивалент¬
ного бруса определяют исходя из предположения упругой работы
корпуса без учета работы бетона в растянутой зоне
MS3
N — —-,
J
где М — расчетный изгибающий момент;
5Э — статический момент относительно нейтральной оси;
J — момент инерции приведенного сечения эквивалентного
бруса.
Приведенным сечением называется сумма площади арматуры и
уменьшенной в 10 раз площади сечения бетона —
Гприв — Еа 4- 0,1Еб;
Епри„ можно определять как для поперечного сечения всей конструк¬
ции, так и на 1 пог. м ее длины или ширины.
Расчетные усилия на единицу длины от перерезывающей силы
в вертикальных элементах — бортах и продольных переборках —
определяют с учетом работы бетона в растянутой зоне по формуле
р	ттпах^пр£
2
87

1
OS
где 'max =	максимальные касательные напряжения;
Л пр
6пр = b 4- Fa—— приведенная толщина сечения;
<3б	"
b — толщина элемента;	Д
Fa — наименьшая площадь арматуры вертикаль-j
ной или горизонтальной;	1
Ga и G6 — модули сдвига арматурной стали и бетона
соответственно;
Q — расчетная перерезывающая сила при об¬
щем изгибе;
іпр = 2 b — суммарная толщина вертикальных элемен¬
тов.
Величина максимальных касательных напряжений не должна
превышать
т < —
щах у ’
где Ra — предел прочности бетона на сжатие при изгибе.
Расчетные усилия в связях корпуса от местного изгиба опре¬
деляют в соответствии с общими правилами строительной механики
для расчета упругих систем.
Поперечные связи набора рассчитывают, как правило, в составе
шпангоутной рамы; в отдельных случаях поперечные связи рассчи¬
тывают как неразрезные балки с учетом закрепления концов. Про¬
дольные связи набора рассчитывают как защемленные на поперечных
переборках балки, лежащие на упругих или жестких опорах — свя¬
зях поперечного набора. В некоторых случаях перекрытия можно
рассчитывать как системы пересекающихся балок. Моменты инер-
- ции сечений определяют в предположении их упругой работы без
учета арматуры.
Прямоугольные плиты, заделанные по всем четырем сторонам,
рассчитывают как балки с пролетом, равным меньшей стороне
плиты,— при соотношении сторон больше 2 и как тонкие плиты —
при соотношении сторон, равном 2 или меньше 2. При заделке
только двух противоположных кромок плиты рассчитывают как
балки на двух опорах. За расчетный пролет балок и плит прини¬
мают,
если есть вуты,— расстояние между гранями опор в свету, уве¬
личенное на толщину элемента посредине пролета, но не менее чем
на 5% от величины пролета в свету, и не более средней толщины
обеих опор;
если вутов нет,— расстояние между осями опор.
Площадь вутов учитывают в сечениях балок полностью — при
отношениях их высоты к длине менее 1 : 3, при больших соотноше¬
ниях — так, как указано на рис. 42. Ширину присоединенных по¬
88

ясков в тавровых балках выбирают наименьшей из следующих ве¬
личин:
одной трети величины расчетного пролета;
полусуммы прилегающих к ребру пролетов плиты;
двадцатипятикратной толщины плиты;
Растянутую арматуру плиты, расположенную в пределах присое¬
диненного пояска, учитывают как совместно работающую с основ¬
ной арматурой ребра, но количество ее, вводимое в расчет, не
должно превышать количества арматуры при максимальном коэф¬
фициенте армирования ребра.
Игаах>0,55^ + и',
где ртах = —	коэффициент армирования растянутой зоны рас-
bh0	четного сечения;
, Р 'а	, ,	'	.
р. — —- — коэффициент армирования сжатой зоны расчет-
ного сечения;
и ат — предел прочности бетона на сжатие при изгибе
и предел текучести арматуры соответственно.
Рис. 42. Расчетная высота сечения вутов
Расчетные изгибающие моменты балки-полоски, защемленной
на опорах, имеющей армированные вуты и загруженной равномерно
распределенной нагрузкой, определяют по следующим формулам
на опоре
=

оп 12
в пролете .
где I — расчетный пролет плиты;
£ — коэффициент, принимаемый по табл. 11.
89

Таблица 11
Коэффициент $ для определения расчетных изгибающих моментов
_й_
/ів
Коэффициент $
/в
ПрН ~1
0,10
0,11
0,12
0,13
0,14
0,15
0,16
0,17
0,18
0,19
0,20
0,4
1,13
1,14
1,15
1,16
1,17
1,18
1,19
1,20
1,21
1,22
1,23
0,5
1,11
1,12
1,13
1,14
1,15
1,16
1,16
1,17
1,18
1,19
1,19
0,6
1,09
1, Іо
1,11
1,11
1,12
1,13
1,13
1,14
1,15
1,15
1,16
Обозначения, принятые в табл. 11, указаны на рис. 43.
За расчетные значения перерезывающей силы в наклонном се¬
чении принимают наибольшую силу, действующую в пределах этого
сечения, при этом в эле¬
Рис. 43. Схема обозначений для выбора
коэффициента 5
ментах, находящихся под
действием сплошной на¬
грузки,
необходимо
учиты-
вать разгружающее дей¬
ствие нагрузки, располо¬
женной в пределах длины
проекции расчетного на¬
клонного
сечения
на ось
элемента.
Элементы корпуса же¬
лезобетонных судов прове¬
ряют по следующим каче¬
ствам: по несущей способ¬
ности (прочности, устойчивости), раскрытию трещин, деформациям.
Несущую способность проверяют, определяя коэффициент запаса
по отношению расчетного разрушающего усилия к расчетному
усилию от действующей нагрузки. Коэффициенты запаса прочности
должны быть не меньше указанных в табл. 12.
. Несущую способность элемента проверяют по следующим фор¬
мулам:
1) по нормальным сечениям
на действие изгибающих моментов.
м
на действие продольных сил, а также на совместное
изгибающих моментов и продольных сил
действие
N
90

2) по наклонным сечениям
на действие изгибающих моментов
т
на действие перерезывающих сил
Яр >А>
Борта и продольные переборки проверяют на действие перере¬
зывающей силы от общего изгиба по следующей формуле:
^>k.
Т
(В приведенных формулах
обозначения с индексом р
соответствуют разрушающим
усилиям, без Яндекса — рас¬
четным.)
Несущую способность в
наклонных сечениях прове¬
ряют по длине элемента в
местах (показанных на рис.
44), проходящих через грань
опоры, в растянутой зоне в начале отгибов арматуры, в начале
изменения шага хомутов.
Таблица 12
Расчетные коэффициенты запаса прочности
Коэффициенты запаса прочности
Элементы, обеспечи¬
вающие общую и
местную прочность
одновременно,
а также сжатые
Элементы, обеспе¬
чивающие только
местную прочность
Причины предотвращаемого
разрушения
у с И
ЛИЯ
постоянные
постоянные
и случайные,
а также одни
і случайные
аварийные
постоянные
постоянные
н случайные,
а также одни
случайные
аварийные
Достижение бетоном предела
прочности при сжатии или ар¬
матурой — предела текучести
1,8
1,6
1,4
1,6
1,5
1,3
Срез сжатой зоны бетона при
действии поперечной силы
2,5
2,2
2,0
2,2
2,0
1,8
91

В наклонных сечениях прочность на действие перерезывающих
сил проверяют, если
R п^о
Q " '
В этом случае хомуты и отогнутые стержни устанавливают в со¬
ответствии с рекомендациями, приведенными ниже.
Если в наклонных сечениях несущая способность хомутов не
удовлетворяет условию
(Qp6 — разрушающая перерезывающая сила), сечение хомутов не¬
обходимо увеличивать или устанавливать дополнительно отогну¬
тые стержни, площадь которых определяют формулой
_ k{(Q- Qxp6)
г о —	;	,
ат sin а
где а — угол наклона отогнутых стержней к оси элемента.
Расчетную перерезывающую силу определяют как показано на
рис. 45.
92

В наклонных сечениях прочность на действие изгибающего мо¬
мента не проверяют в следующих случаях:
7? rjbhn	,
если —К—2. > k,;
Q
если вся продольная арматура доведена до опоры и заведена за
ее грани не менее чем на 20 диаметров;
' если отогнутые стержни расположены в соответствии с прави¬
лами конструирования, приведенными ниже.
Кроме того, элементы проверяют на раскрытие трещин и про¬
гибы при действии расчетных нагрузок, сравнивая полученные ве¬
личины с допускаемыми;
ат<|ат| и /<|/|,	,
,	,	ИМ	W
где ат и I ат I — расчетная и допу¬
скаемая ширина
раскрытия тре¬
щин;
f и |/| — расчетный и допу¬
скаемый прогиб
элемента.
Допускаемое раскрытие трещин
в элементах корпуса судна при¬
нимают (в миллиметрах) согласно
рис. 46, допускаемые прогибы вы¬
бирают в соответствии с соотно¬
шениями, приведенными ниже.
Рис. 46. Допускаемое раскрытие
трещин
Допускаемые прогибы
в долях от пролета
Шпангоуты при поперечной систе¬
ме, стрингеры при продольной
системе набора	«. . .
Элементы днищевых, палубных,
бортовых перекрытий, набора и
обшивки переборок:
при I < 5,0 м

при I < 7,0 м

при I > 7,0 м

600
1
зоо
1
400
д_
500
При расчетах прочности физико-механические качества материа¬
лов принимают следующими.
Пределы прочности бетона принимают в соответствии с табл. 1'3.
93

Таблица 13
Расчетные показатели прочности бетона, кг/см1
Напряженное состояние
Пределы прочности бетона марки
250
300
350
400
500
Сжатие
осевое (призменная
175
210
245
280
350
прочность) 7?Пр
при изгибе 7?и
220
260
305
350
440
Растяжение осевое 7?р
23
25
27
30
34
Предел прочности бетона при местном сжатии (смятии) опреде¬
ляют по формуле	3

р	р 1 / F
^СМ	•П'Пр I/ „ >
V Fi
где F расчетная площадь, центр тяжести которой совпадает'
с центром сжатия;
F± — площадь смятия;
/?Пр — призменная прочность бетона по табл. 13.
Модули упругости бетона Еб принимают по табл. 14.
Таблица 14
Расчетные показатели модуля упругости бетона, кг]см2
Материалы
Модули упругости бетона марки
250
300
350
400
500
Элементы, имеющие одно¬
значную эпюру напря¬
жений
320 000
34 000
360 000
380 000
410 000
Элементы растянутые и
имеющие разнозначную
эпюру напряжений
200 000
210 000
225 000
240 000
260 000
Модули сдвига вычисляют по формуле
<?б = 0,43Еб.
Объемный вес вычисляют как сумму веса 1 м3 бетона и 0,7 веса
арматуры, содержащейся в 1 м3 конструкции, или приближенно —
согласно следующим показателям.
Разновидности железобетона
Бетон вибрированный тяжелый

Железобетон

Керамзитобетон

Керамзитожелезобетон

Объемный вес,
т/м3
2,35—2,45
2,6—2,7
1,85—1,95
2,1—2,15
94

Характеристики арматуры при расчетах прочности принимают:
пределы текучести выбирают в соответствии с приведенными
ке данными:	_
Расчетные пределы те-
Вид арматуры	кучести арматуры,
кг] см2
Горячекатаная круглая:
нз Ст. 3	•	...	2400
из Ст. 4 	 2600
из Ст. 5 	 2800
Горячекатаная периодического профи¬
ля:
из Ст. 5 	'	3000
из стали 25 Г2С	 4000
из стали 30ХГ2С	 6000
модуль упругости Е& принимают для сталей класса А-І и А-ІІ—
2 100 000 кг!см2\ для стали класса А-ІII — 2 000 000 кгісм2-,
модуль упругости при сдвиге Ga находят по формуле
Gs = ——= 0,38£а;
■ 2(1+(Л)
коэффициент поперечной деформации принимают р. = 0,33.
Расчеты прочности конструкций в сечениях,
нормальных к оси элемента
Расчетные разрушающие усилия в нормальных сечениях эле¬
ментов определяют по следующим формулам.
В центрально сжатых элементах
Np ---- О (Рпр£б + °т^а),
Где ср — коэффициент продольного изгиба, принимаемый в соответ¬
ствии со следующими соотношениями:
14	16	18	20	22	24	25	28	30
в
ѵ 1	0,88	0,8	0,73 0,67 0,62 0,57 0,53 0,5
10 — расчетная длина элемента, определяемая умножением гео¬
метрической длины на коэффициент ф, выбираемый в соот¬
ветствии с данными, приведенными ниже;
в — ширина сечения.
Значение
Закрепление концов, элемента	коэффициента,
ф
Жесткая заделка обоих концов	 0,5
»	» одного конца и шарнирное за¬
крепление другого .  		 0,7
ІІІарнирно.-неподвижное закрепление обоих
концов	 1,00
Жесткая заделка одного конца и свободная—дру¬
гого 	 2,00
Частичная заделка концов
в рамах с неподвижными узлами 	 0,7
в рамах со смещающимися узлами ....	1—1,5
95.

В центрально растянутых элементах
Np = ат/?а-
Расчетный разрушающий момент при изгибе в любых сечениях
элемента, симметричных относительно плоскости изгиба, определяют
(рис. 47) по формуле, полученной исходя из условий равенства про¬
екций всех сил на ось элемента, а также условия равенства момен¬
тов внешних и внутренних сил
M=R S. + F'a(hn — a'\,
р и б 1 а т у О I ’
S6 — статический момент площади сечения сжатой зоны і
бетона относительно центра тяжести сечения растя- |
нутой арматуры;	|
Fa — площадь сечения растянутой арматуры;	1
h0 и а' — рабочая высота сечения и отстояние от центра тяжести |
сжатой арматуры до сжатой грани сечения.	I
Рис. 47. Схема распределения усилий при изгибе железобетонной
балки
Положение нейтральной оси определяют исходя из условия
(С-<)а,=₽Л,„
где F6 — площадь сжатой зоны бетона.
При этом сечение сжатой зоны должно удовлетворять условиям
rS6<O,8So;
2	— а,
где 30 — статический момент рабочего сечения бетона относительно
центра тяжести растянутой арматуры;
z — расстояние между равнодействующими усилий в сжатой
зоне бетона и растянутой арматуре.
-96

Расчетный разрушающий момент в изгибаемых элементах прямо¬
угольной формы находят по формуле
«„=f)+
где
х — Стт^а ~~^а)
Rab
При этом сечение должно удовлетворять условиям
х<ІО,55/го;
х > 2а'.
При х < х0 < 2а' (х0 — высота сжатой зоны без учета сжатой ар¬
матуры) сжатая арматура в расчете не учитывается. При х < 2а' <
< х0 площадь сжатой арматуры, вводимой в расчет, находят по
формуле	A = f_^2<.'
а а
При этом в формуле для определения разрушающего момента по¬
лагают
х = 2а'.
Расчетные разрушающие усилия в изгибаемых элементах тавро¬
вого сечения определяют следующим образом:
если присоединенный поясок расположен в растянутой зоне,—
так же, как для прямоугольных элементов, ширина которых равна
ширине ребра, а количество арматуры пояска вводится в расчет
в зависимости от коэффициента армирования ребра (как было ука¬
зано выше);
если присоединенный поясок расположен в сжатой зоне,— то
при ha < 0,1 Ло— как для прямоугольного сечения размерами
b X h (рис. 48, а);
при 0,1 Ло X hn 0,2/Tq — по формуле
при hn > О,2йо и FaaT > RBbnhn + Га«!т — как для прямоуголь¬
ного сечения bnh (рис. 48, б);
при йп > 0,2йо и FaaT > Rwbnhn + FaoT — по формуле
Л4р = Rnbx(h0-+ 0,8/?Л(&и-b) [h0+
+ ^а°т(А0-
где
R*b
7
Заказ № 2329
97

При этом должно соблюдаться условие S6 O,85So.
При расчетах прочности во внецентренно сжатых элементах
в зависимости от величины и места приложения продольной силы
различают два случая:
больших эксцентриситетов, когда S6 ■< O,8So;
малых эксцентриситетов, когда S6 > O,8So.
Положение нейтральной оси сечения определяют по уравнению
где S6JV — статический момент площади сжатой зоны бетона отно¬
сительно точки приложения силы W;
е, е' — расстояние от силы W до центра тяжести сечений растя¬
нутой и сжатой арматур соответственно.
Рис. 48. Определение расчетной ширины балки таврового сечеиия
Расчетные разрушающие усилия во внецентренно сжатых элемен¬
тах любой симметричной формы при больших эксцентриситетах
определяют по следующим формулам (рис. 49):
,=RA+/7л(4«-»’р
при этом
— а'.
При малых эксцентриситетах расчетные усилия определяют по
формуле
eN = RmSn + F'a (hn — a'k
p пр 0 * . а т I О P
при ЭТОМ
где So — статический момент сечения бетона относительно центра
тяжеети сжатой арматуры.
98

Расчетные разрушающие усилия в элементах прямоугольного
сечения при больших эксцентриситетах находят по формуле
V = /? Ьх— (F — F'\a,
р 'и \а	а / т*
где	,

х = (h0 — е) + ]/\h0 — е)2 + 2<Ле + ^е)Дт .
Знак минус в подкоренном выражении стоит в том случае, если сила
W приложена за пределами центров тяжести арматуры.
fa'
fa
Рис. 49. Схема распределения усилий при виецеитреином сжатии
железобетонной балки
Сечение сжатой зоны при этом должно удовлетворять условиям
х<С0,55йо;
х > 2а.
При х < Xq 2а сжатая арматура в расчете не учитывается,
при х < 2а’ < х0 площадь сжатой арматуры, вводимой в расчет,
находят по формуле
К J	_ Rnb2a'e' — Faear
г а = + 				•
а	е ат
В этом случае принимают х = 2а'. Знак минус перед выражением
стоит в том случае, если сила N приложена за пределами центров
тяжести 7% и Fa.
Расчетные разрушающие усилия в элементах прямоугольного
сечения при малых эксцентриситетах определяют по формуле
х находят по формуле, приведенной выше.
7*	•	99

Если сила N приложена между центрами тяжести арматуры,
должно быть выполнено условие
NPe<FaaT(fl0-a') +0,4/?и^;
h'o = h — а .
Расчетные разрушающие усилия в элементах таврового профиля
с присоединенным пояском, расположенным в растянутой или наи¬
менее сжатой зоне, определяют так же, как для прямоугольного
сечения, ширина которого равна ширине ребра.
Если присоединенный поясок расположен в наиболее сжатой
зоне, разрушающее усилие определяют
при	/іп < 0,1/і0 — как для прямоугольного сечения,
ширина которого равна ширине
ребра 6;
при hn > О,1Ло; х<Лп —как для прямоугольного сечения
шириной Ьп.
В последнем случае расчет выполняют в следующем порядке:
определяют высоту сжатой зоны х
х — (ha — е) +
+ У	(*.-<)* +	;	—	•

(знак минус в подкоренном выражении принимают, когда сила N
приложена за пределами центров тяжести Еа и Fo);
в случае малого эксцентриситета разрушающие усилия находят
по формуле
~ *" л - °-SA") + °’5“^]+«л(А« - “') ■
при этом должно соблюдаться условие
< «пр [(»■ -»)	(л. - о'):
в случае больших эксцентриситетов разрушающее усилие нахо¬
дят по формуле
N. = R Ьх — (F — F']a -4-0,87? (b — b\h.
р и I а а/ т 1	’ и\ п / п
Расстояние от силы N до центра тяжести арматуры (растянутой)
определяют по формуле
М ,
е —	he — а,
• АГ
где с — расстояние от центра тяжести геометрического сечения до
растянутой (наименее сжатой) кромки.	'
100

Влияние гибкости при расчете внецентренно сжатых элементов
в случае, когда -у > 35, учитывают путем увеличения эксцентри¬
ки
ситета е0 = — в •>) раз.
Коэффициент к) определяют по формуле
1
7] = 	—	— ,
1 _ kN (ЛД2
4800ЯиГ г J
где k — коэффициент запаса^ определяемый по табл. 12.
Рис. 50. Схема распределения усилий при внецентрениом растяжении желе¬
зобетонной балки
При расчетах прочности внецентренно растянутых элементов,
как и внецентренно сжатых, различают два случая:
больших эксцентриситетов, когда продольная сила располо¬
жена за пределами центров тяжести арматуры;
малых эксцентриситетов, когда продольная сила находится ме¬
жду центрами тяжести арматуры.
В элементах любой симметричной формы при больших эксцен¬
триситетах расчетное разрушающее усилие находят по формулам
(рис. 50, а)
Nе = R s,+F'a(hn—а);
р ио1 а т I 0	1 ’
JVn = (F— F'\a— RF,
р I a al т ио
При этом должны соблюдаться условия
$б 0>8S0;
z<CA0 — а'.
101

Положение нейтральной оси определяют с помощью уравнения
К S	— р е\0 = 0.
и 6N 1 I а	а } т
При малых эксцентриситетах усилия находят по формулам
(рис. 50, б)
= Fa (hg	а ) <зт,
N е = F' (hn—a\ а.
р а I 0 I т
Расчетные разрушающие усилия во внецентренно растянутых
элементах прямоугольного сечения при больших эксцентриситетах
определяют по формуле
где
х = (ho + е) —
-/ (*. + еУ+
г	«и»
При этом высота сжатой зоны бетона должна быть
х -sC O,55fto;
х>2а'.
При х < х0 < 2а (х0 — высота сжатой зоны, определенная без учета
сжатой арматуры) сжатая арматура в расчете не учитывается. При
х < 2а' < х0 площадь сжатой арматуры, вводимой в расчет, на¬
ходят по формуле
р' FaeaT — Rab2a'e'
и принимают х — 2а'.
Расчетные разрушающие усилия во внецентренно растянутых
элементах таврового сечения при больших эксцентриситетах опре¬
деляют следующим образом:
если присоединенный поясок расположен в растянутой зоне, —
так же, как для прямоугольного сечения, ширина которого равна
ширине ребра;
если присоединенный поясок расположен в сжатой зоне, то
при /гп > О,1Ло— как для прямоугольного сечения, ширина
которого равна ширине ребра;
при hn > 0,1й0 и х < hn (при определении х принимается b =
= 6П)— как для прямоугольного сечения, ширина которого равна
ширине присоединенного пояска;
102

при ha > 0,1 и х > ha расчет выполняют по формулам
*р “ (Л -	- 0>8 «. (». - 6) л. - RJK
x = (h0 + е) —
. .42 . 2 [(в) ’т + °’8/?и (&п -6) А" (А0 + Й ~ °’5М]
+ е) +	:	R7b	•
Расстояние от силы N до центра тяжести сечения арматуры
определяют по следующим формулам:
при больших эксцентриситетах
М
е 		с 4- а,
N
где с — расстояние от центра тяжести сечения до растянутой кромки
при малых эксцентриситетах
где с — расстояние от центра тяжести арматуры до наиболее растя¬
нутой кромки.
Расстояние от силы N до центра тяжести арматуры Fa находят
по формуле
е = — + с' — а
7V
с7 принимают равным
при больших эксцентриситетах — от центра тяжести сечения
до сжатой кромки;
при малых эксцентриситетах — от центра тяжести арматуры
до наименее растянутой кромки.
Расчеты прочности конструкций по наклонным
сечениям
Расчетный разрушающий момент в наклонном сечении опреде¬
ляют по формуле
тр = От l^aZl + 2 ^аг0 + S
где Fo — площадь сечения всех отогнутых стержней, располо¬
женных в одной плоскости;
Fx — площадь сечения всех ветвей хомутов, расположен¬
ных в одной плоскости;
zi> z0, zx — расстояние от центра тяжести сечения продольной
растянутой арматуры, отогнутых стержней и хому¬
тов до центра тяжести сжатой зоны (рис. 51).
•	юз

Расчетную разрушающую перерезывающую силу находят по
формуле
QP = °т CS sin а + 2 Лс) + Q6,
где Q6 — проекция предельного усилия среза в наклонном сече¬
нии бетона сжатой зоны на нормаль к оси элемента;
а — угол наклона отогнутых стержней к оси элемента.
Значение проекции предельного
формуле
усилия среза определяют по
_1,15ЯХ
са
Рис. 51. Схема распределения усилий по
наклонному сечению балки
Длину проекции самого
невыгодного наклонного се¬
чения с0 на ось элемента
находят по формуле
Со
0,15Яи&/г2
<7х + kip
где
р — интенсивность сплош»
ной нагрузки;
<7Х — предельное усилие в
хомутах на единицу
длины элемента, опре¬
деляемое по формуле
<7х =
/хдтЧ .
«X ’
fx — сечение одной ветви хомута;
п — число ветвей в одном сечении;
ах — расстояние между хомутами.
Расчетную разрушающую перерезывающую силу, воспринимае¬
мую бетоном и хомутами, в невыгоднейшем расчетном сечении при
отсутствии отгибов определяют по формуле
Расчетное раскрытие трещин в элементах
корпуса судна
Трещины в элементах железобетонного судна могут возникнуть
вследствие перенапряжений и усадки бетона. Трещины от перена¬
пряжения обычно возникают в растянутых частях сечения элемента.
Допустимая (расчетная) ширина раскрытия трещин в элементах
корпуса нормирована (см. рис. 46). Это ограничение вызвано
тем, что при ширине раскрытия трещин в бетоне больше норми¬
104

рованных, влаге и другим агрессивным средам легче проникнуть
к арматуре, что может вызвать интенсивную коррозию арматуры,
а также резко снизить непроницаемость конструкции при значи-'
тельных напорах.
Ширину раскрытия трещин ат определяют исходя из того усло¬
вия, что сумма удлинений бетона растянутой зоны сечения и ширины
трещины должна быть равна удлинению арматуры на расстоянии
,между трещинами /т. На основании такой предпосылки выведена
зависимость
Оя 1
У ^т»
где <ра—коэффициент, учитывающий работу растянутого бе¬
тона между трещинами;
аа и £а — величина напряжения арматуры в сечении с трещиной
и модуль упругости арматуры соответственно.
Величина коэффициента <ра меняется от возможного минимума —
при первом появлении трещин до значения, близкого к единице,—-
при дальнейшем увеличении напряжений в арматуре и длительном
приложении нагрузки. При многократно повторяющихся нагруз¬
ках величина коэффициента <ра приближается к единице.
В конструкциях с арматурой периодического профиля ширина
раскрытия трещин в 1,5—2разаменьше, чем в конструкциях с глад¬
кой круглой арматурой.
Так как величина коэффициента <ра для элементов судовых же¬
лезобетонных конструкций в зависимости от условий их работы
экспериментально не обоснована в достаточной степени, в действую¬
щих «Правилах постройки железобетонных судов» речного Реги¬
стра РСФСР она принята равной единице, что соответствует макси¬
мальному ее теоретическому значению.
Рекомендуются следующие значения коэффициента <ра:
при длительной постоянной нагрузке— 1,0,
при кратковременной случайной нагрузке — 0,8,
при волновой нагрузке, вызывающей напряжения одного
знака, — 1,1,
при волновой нагрузке, вызывающей напряжения разных зна¬
ков, — 1,2.
Напряжения в арматуре оа от действия расчетной нагрузки
определяют по следующим формулам:
при осевом растяжении
при изгибе и внецентренном сжатии
FаМ ’
105

при внецентренном растяжении
аа = А + ѳ^_,
Го Fahort
где N — растягивающая сила от расчетной нагрузки;
М — изгибающий момент от расчетной нагрузки;
Fa — площадь сечения растянутой арматуры;
Fo — суммарная площадь продольной арматуры в сечении;
Ѳ — коэффициент, учитывающий изменение М на участке ме¬
жду трещинами и принимаемый равным единице, за исклю¬
чением опорных сечений изгибаемых плит, не имеющих
вутов, для которых значения Ѳ определяют по табл. 15;
т) — коэффициент, принимаемый равным для плит и тавровых
балок с растянутой полкой — 0,85; для тавровых балок
с полкой в сжатой зоне — 0,90.
Таблица 15
Значения 9 для изгибаемых плит обшивки, нагруженных равномерно
распределенной нагрузкой
_6_
ІТ
Значения 9 при
А
і
0,025
0,05
0,10
0,15
0,20
0,50
0,73
0,71
0,68
0,65
0,62
0,60
0,78
0,76
0,73
0,70
0,67
0,70
0,83
0,82
0,78
0,75
0,72
0,80
0,89
0,86
0,83
0,80
0,77
0,90
0,93
0,91
0,88
0,85
0,82
1,0
0,99
0,96
0,93
0,90
0,87
Примечания. J.
/_—расстояние между трещинами; b— ширина ребра,
являющегося опорой плиты
b
принимать —j— — 1.
*т
, см; 1 — пролет плиты в свету, см. 2. При
ft>ZT следует
Расстояние между трещинами Іт определяют по формуле
/т = рхшг,
где р — коэффициент, учитывающий вид арматуры и принимае¬
мый равным
для гладких стержней	—1,0;
для стержней периодического профиля —0,7;
и — отношение площади сечения растянутой арматуры к ее
периметру, см;
п — отношение модуля упругости арматуры к модулю упруго¬
сти бетона;
х — коэффициент, учитывающий расположение трещин и при¬
нимаемый
для плит и тавровых балок с присоединенным пояском
в сжатой зоне — по табл. 16;
106

Таблица 16
Значение коэффициента х для плит н тавровых балок
с присоединенным пояском в сжатой зоне
Значения х при 8^
а
0,05
0,1
0,15
0,20
0,25
0,05
22,80
24,00
27,20
30,60
35,10
0,06
19,20
20,40
23,00
26,00
29,70
0,07
16,00
17,40
19,70
22,20
25,00
0,08
14,00
15,30
17,30
19,70
22,40
0,09
12,90
13,70
15,50
17,60
20,20
0,10
11,80
12,30
14,00
16,00
18,30
0,12
10,00
10,50
11,90
13,60
15,50
0,14
8,64
9,40
10,40
11,80
13,50
0,16
7,60
8,00
9,20
10,70 '
12,00
0,18
6,80
7,26
8,30
9,40
10,70
0,20
6,00 -*
6,60
7,55
8,60
9,80
0,225
5,58
5,95
6,80
7,80
9,00
0,25
5,15
5,43
6,24
7,13
8,20
0,275
4,72
5,00
5,74
6,60
7,60
0,30
4,30
4,66
5,34
6,14
7,10 '
0,35
3,85
4,10
4,43
5,40
5,90
0,40
3,40
3,66
4,25
4,85
5,85
0,45 •
■8,10
3,38
3,80
4,46
5,20
0,50
2,80
3,12
3,60
4,15
4,80
0,55
2,70
2,90
3,35
3,86
4,50
0,60
2,60
2,70
3,16
3,64г
4,25
0,65
2,50
2,56
3,00
3,45
4,03
0,70
2,40
2,45
2,85
3,30
3,85
0,80
2,20
2,24
2,62
3,06
3,55
1.0
1,70
1,98
2,30
2,72
3,18
1.2
1,54
1,80
2,10
2,46
2,90
1,4
1,43
1,66
1,95
2,30
2,68
1,6
1,37
1,60
1,87
2,20
2,56
1.8
1,29
1,52
1,78
2,10
2,45
2,0
1,26
1,48
1,73
2,08
2,38
, Ла г
а	<*
a = 3W Z
7= 8 = т
F — площадь сечения
растянутой арматуры, см3; Ь
— ширина плиты или ребра
таврового сечеиия, см; Ло
— рабочая высота, см; Е —модуль упругости арматуры;
— модуль упругости бетона при сжатии.
107

для тавровых балок с присоединенным пояском в растяну¬
той зоне — по табл. 17.
Таблица 17
Значения коэффициента х для изгибаемых балок таврового сечения
с присоединенным пояском в растянутой зоне
а
Значения х при ѵ
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
0,10
25,2
31,5
35,8
44,2
49,6
56,3
63,0
75,4
0,15
17,3
21,8
25,8
30,3
34,5
38,8
43,1
51,8
0,20
13,2
16,7
19,8
23,3
26,6
30,3
33,3
39,4
0,25
11,0
13,7
16,5
19,0
21,8
24,5
27,2
32,7
0,30
9,4
11,7
14,1
16,2
18,7
21,0
24,4
27,9
0,35
8,3
10,3
12,3
14,4
16,4
18,7
20,5
24,4
0,40
7,5
9,2
11,0
12,8
14,6
16,6
18,2
21,8
0,45
6,8
8,3
10,0
11,5
13,2
15,0
16,5
19,7
0,50
6,2
7,7
9,1
10,6
12,1
13,5
15,0
17,7
0,55
5,7
7,1
8,5
9,9
11,1
12,5
13,8
16,5
0,60
5,4
6,8
8,0
9,1
10,4
11,6
13,0
15,4
0,70
4,8
5,9
6,9
8,0
9,1
10,3
11,3
13,5
0,80
4,4
5,5
6,4
7,2
8,3
9,1
10,1
12,1
Таблица составлена для
= 0,05 — 0,15.
<х,= 3
8=4 =
Fa £а
ЦТ К
0,10. ею можно также пользоваться
(бп-^п
•	V =	'	1
5Л0
при 8 =
F* — площадь сечения растянутой арматуры, см*; b
высота, см; Ьп и	ширина и толщина палки, см.
и Л,- ширина и
рабочая
§ 5. РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ СУДОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ
ИЗ ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАПРЯЖЕННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
И АРМОЦЕМЕНТА
Конструкции из предварительно напряженного
железобетона
Прочность предварительно напряженных конструкций рассчи¬
тывают исходя из условий их изготовления, монтажа и эксплуата¬
ции. Основной расчет судовых конструкций, соприкасающихся
с водой,— расчет на трещиностойкость. Конструкция должна быть
рассчитана так, чтобы при действии расчетных нагрузок в ней не
образовывались трещины. Наряду с этим проверяют прочность бе¬
тона в сжатой зоне по методу допускаемых напряжений и прочность
всей конструкции — по методу разрушающих нагрузок.
В судовых конструкциях, не соприкасающихся с водой, допу¬
скается раскрытие трещин. Эти конструкции рассчитывают по ме¬
тоду разрушающих нагрузок, проверяя затем ширину раскрытия
108

трещин. Комбинированные конструкции, состоящие из обычного
и предварительно напряженного бетона, рассчитывают по методу
разрушающих нагрузок так же, как рассчитывают конструкции из
ненапряженного железобетона. В комбинированных конструкциях,
соприкасающихся с водой, трещины тоже не допускаются.
При расчетах прочности конструкций из предварительно напря¬
женного железобетона расчетные нагрузки принимают такими же,
как и при расчетах прочности судов из ненапряженного железобе¬
тона. Усилия, возникающие в конструкциях, определяют в соот¬
ветствии с общими правилами строительной механики. Опасные
усилия и коэффициент запаса прочности находят согласно приве¬
денным ниже указаниям.
При расчетах прочности конструкций из предварительно напря¬
женного железобетона принимают следующие расчетные физико¬
механические характеристики материалов:
пределы прочности бетона — по табл. 13;
модуль упругости бетона—по табл. 14;
объемный вес железобетона определяют экспериментально; если
таких данных нет, объемный вес принимают согласно данным, при¬
веденным выше (стр. 94);
предельное сопротивление высокопрочной проволоки — по
табл. 18;
Таблица 18
Предельное сопротивление высокопрочной проволоки
Вид арматуры
Сопротивление, кг/см*
при диаметре проволоки, л
им	*>
2,5
3
4
5
6
7
8
Проврлока сталь¬
ная высокопроч¬
ная холоднотя¬
нутая
20-10»
19-10»
18-10»
17-10»
16-10»
15-10»
14-10»
круглая углеро¬
дистая.
периодического
профиля
18-10»
17-10»
16-10»
15-10»
14-10»
13-10»
12-10»
предельное сопротивление прядей — согласно следующим дан¬
ным:
Диаметр прядей,
мм	  4,5	6,0	7,5	9,0	12,0. 15,0
Сопротивление ар¬
матурных семн-
проволочных
прядей, кг/см? . 19-ІО3 18 10» 18-10» 17-10» 16-10» 15-10»
109

предельное сопротивление канатной проволоки —
согласно следующим данным!
Диаметр прово¬
локи, мм . . .	2,0	2,2—3,0	3,2	3,5—4,0	4,5
Сопротивление
светлой канат¬
ной проволоки,
кг/см?	 19-10»	18-10»	15-10»	13-10»	12-10»
предельное сопротивление горячекатаной арматуры — по дан¬
ным, приведенным выше (стр. 95);
модули упругости арматуры — по табл. 6 и 7;
коэффициенты запаса прочности для судовых конструкций из
предварительно напряженного железобетона — по табл. 19.
В тех случаях, когда табл. 19 не дает указаний, коэффициенты
запаса назначают исходя из достоверности и точности расчета, а
также условий изготовления и эксплуатации конструкций.
При этом коэффициенты запаса не должны быть менее тех, кото¬
рые приведены в табл. 20.
Напряжения сжатия в бетоне не должны превосходить 0,77?пр —
для связей, обеспечивающих общую прочность, и 0,87?пр— для
связей, обеспечивающих местную прочность.
Коэффициент запаса сжатых конструкций на устойчивость при¬
нимается равным 3. При этом устойчивость проверяют только на
действие внешних нагрузок.
Если напряжения в арматуре ненапряженных конструкций
в основном возникают от действия внешних усилий, то в предвари¬
тельно напряженных конструкциях арматура получает значитель¬
ное растягивающее предварительное напряжение о0 или он еще при
изготовлении. Эти напряжения не остаются постоянными,— как
правило, они уменьшаются независимо от того, производилось ли
натяжение арматуры на упоры или на бетон. Не остается постоян¬
ным, а обычно уменьшается и предварительное напряжение бетона
после его обжатия напрягаемой арматурой. Чтобы оценить напря¬
женное состояние конструкции при эксплуатации, необходимо знать
потери предварительного напряжения в арматуре, возникающие
при изготовлении конструкции, а также позднее — до приложе¬
ния внешней нагрузки. Потери определяют на основании опыт¬
ных данных. Если таких результатов нет, для определения по¬
терь напряжения можно пользоваться данными, приведенными
в табл. 21.
Во всяком случае, суммарную величину потерь принимают не
менее 1000 кг/см2.
Напряжения в сечениях, нормальных к оси элемента, опреде¬
ляют по приведенному сечению, которое получают, вычитая из
полного сечения бетона и арматуры площадь каналов, пазов и т. п.
ПО

3
3*
3
КО
Q
Запас прочности
« °1
А	А
Запас
трещиностойкости
sk О	д fj
-—о	О °	«	о ®	-
О'	о w щ о 3 t-	о
Я сч сч	Д О	-	Д QГ	\h
s	-	X X	О X «	о	V
іл °	— 5 V/	S V/ и
о	Л	А	£ 3	£	«	7	"
О	/ \	' *	CQ Д	CQ
V/ « &І и	° » Ь	° S Д’	4-
-1	5	я + *	§«+ <* ” *
в 1	К Й	»	« 8 s «г	+
«5	,5 5.-	5 5	Т
Ч Д«	Ч й	t>
о о
о ct	До
Расчетная нагрузка
іщая прочность
Изгибающий момент
при статической по¬
становке судна на вол¬
ну
Изгибающий момент
при статической по¬
становке на волну,
г ид ростати ческ и й на -
і П0Р
Характеристика
усилий (напряжений)
о хэ	к	га	і	«	2	3	±
о	ехКСХ.	О.	Я	Q.	І
и к g
к»	га	о	с	га	о	а)	о
О	Д	и«	Д	u	cu	eg
Я «з	Н £ Ч
к	Ню	В с с
So®	Si'S	га	га
Ия	3°п	2 й	ю	чэ
1 _ =	И .	к	Я
* F	о.	о и Ь;
R S	га ° „	га °	я	™
S.2	S ®«	2	Я	®
е	s 5	£	s 5	-	s
Я О	>>® «	5	>>5	га	_
•"Г и.	С3к\о25	U 'О R
3	Е X	S и н
Рассчитываемая
і	конструкция
К S’	га S Ш ’®	1	<и ’£
si
£ га*	о щ 2	к §£
л н	Л о о
® 8 s	<и g 2 «	с g-'g
§ ^га	я S § н	з£
о >*> к	2H„Ss	х_
О -	SS uSQ.	SX
И Я	2	.4 >, «	х і<	н	_	Я
!_! О	О	Ощ(и<1)С0<и	и	S
С >>£	ню < >>СЬ	■	S 2 <D
/—ч Сю	г—. ° S3 dJ	Си о	5	S	h
—1 Си	q	сч та	и д	Ді-	о
О	д м л га	£>S
^д	>,ддз:	си о
111

Продолжение
112
8
Продолжение
Заказ № 2329
113

Таблица, 20
Коэффициенты запаса для расчета конструкций из предварительно
напряженного железобетона
Нагрузка
Коэффициенты запаса •
трещино-
образова-
ние
прочность
трещино-
образова-
ние
прочность
Элементы, участвующие
Элементы, участвующие
в общей и местной
прочности одновременно
только в местной
прочности
Постоянная
1,35
2,1
1,25
1,9
» и
ная, а также
чайная
случай-
однаслу-
1,20
1,9
1,10
1,7
Аварийная
Не норми¬
руется
1,6
Не норми¬
руется
1,5
Напряжения в бетоне об определяют по упругой стадии. При
этом равнодействующую усилий во всей напрягаемой и ненапрягае¬
мой арматуре рассматривают как внешнюю силу, обжимающую
полное приведенное сечение (рис. 52).
—
Fa 6$
Fa
. ’S'l
с FH6a 1
Fa<j.
Рис. 52. Схема распределения усилий в арматуре предварительно
напряженной балки
		 					 			линия центра тяжести сечения
Равнодействующую усилий (см. рис. 52) определяют по формуле
Nn — F а„-\- F а — Fa — Fa,
О н 0 1 н	аа а а’
а ее эксцентриситет относительно центра тяжести приведенного
сечения —по формуле
	 ^н®0 (Ун + ~ь ^aga С^а У н )	ga (у & ~Ь У я)
No	Ув’
гДе уИ, Ун, Уа, у'я — расстояния от центра тяжести сечения до оси
*	арматуры;
aQ и Oq — напряжения в арматуре, принимаемые в зави¬
симости от натяжения и величины потерь. •
114

СЧ
е
а-
а
ч
ко
е
Ь
Расчет потерь предварительного напряжения
8*
115

Продолжение
116

Величину контролируемого напряжения в арматуре при ее на¬
тяжении на упоры необходимо принимать
для арматуры из высокопрочной проволоки
ао<О,65/?н и <5д<0,657?н,
но не менее 0,4 /?и;
для горячекатаной арматуры
ао<О,9/?н и а;<0,9/?и.
Величину контролируемого напряжения можно повысить пу¬
тем перетяжки арматуры для компенсации потерь следующим об¬
разом:
при использовании высокопрочной проволоки — до
°о= °-757?н и Оо==0-757?н:
при использовании горячекатаной арматуры — до
% = ян и ,
Напряжения, контролируемые при натяжении арматуры на
затвердевший бетон, определяют по формулам
У0
°И — °0	п ( — ~І~ — У и >
J бн /
= a0~n
N
^бн
>и
Величины <з0 и а'о принимают без учета потерь, Уо определяют
после появления потерь, происходящих до окончания обжатия бе¬
тона (сжатие бетона под анкерами, деформация анкеров и т. д.).
Установившиеся напряжения в бетоне и арматуре после появле¬
ния всех потерь находят по формулам
„ _ Уо , Уобо...
аб =	± У’
бн ^бн
°й = °о — «аб,
где
В элементах, армированных проволокой без анкеров, напряже¬
ние, установившееся в арматуре и бетоне, принимают линейно воз¬
растающим от нуля — у начала заделки до величин, определяемых
117

расчетом. Длину зоны анкеровки I принимают в соответствии с дан- ,
ными, приведенными ниже (табл. 22).
Таблица 22 :
Длины зон анкеровки арматуры в бетоне
а0, кг/см?
Длина зоны анкеровки в диаметрах при
прочности бетона, кг/сл2, в момент обжатия
200
300
400
500
До 6000
90
60
40
30
Более 6000
120
80
50
40
Расчет не трещиностойность
Трещиностойкость сечений предварительно напряженных из¬
гибаемых конструкций, а также конструкций, работающих на слож¬
ный изгиб, рассчитывают в предположении, что сечения при из-
Рис. 53. Расчетная
эпюра напряжений
гибе остаются плоскими, эпюра нормальных
напряжений в сжатой зоне — треугольная,
в растянутой — прямоугольная, а напряже¬
ния равны пределу прочности бетона на ра¬
стяжение (рис. 53).
Условие трещинообразования для цен¬
трально обжатых элементов при осевом ра¬
стяжении определяется формулой
3 —аб = 7?р,
где з, <зб — напряжения от осевой силы и
установившиеся напряжения в бетоне соот¬
ветственно.
Момент трещинообразования в изгибае¬
мых элементах находят по формуле
мтР = (°б + ед^о.
Условие трещинообразования конструкций, работающих на
сложный изгиб, определяется следующими формулами:
при изгибе со сжатием
— — (аб — о) = RpY,
г0 к	р|
при изгибе с растяжением, когда а аб,
А-(аб-а) = /?рТ;
И' о
118

Таблица 23
Коэффициент у, учитывающий пластические свойства бетона
Характеристика сечений
Значение
коэффици¬
ента 7
Прямоугольное сечение
Тавровое сечение с полкой в сжатой зоне
»	»	»	»	» растянутой зоне
^9
при — < 2
»	>2
b
>	> 0,2
h
» *5- > 2; *5- < 0,2
Ь	к
Двутавровое сечеиие
симметричное
&П	&у
. при = —— < 2
Ь	Ь
при2< *“-=
Ь Ь
Ьп	by	Ьп	Ау	_
при — =	> 6	— = —— > 0,2
b	b	h	h
при6< *5-=^.<15; ^ = ^<0,2
b b	к к
Ьп	Ьу	< г- Ап	Ау	Л «
при — =	> 15; — —-L <0,1
b	6'	A	ft
несимметричное
Ап о Ау ■ Л
при — < 3;	< 2
b	b	!
при 4“. < 3;	< 6
6	b
бп	л	Ьу	с	hy	„ ,
при—— <3; —л- > 6;	_Х>о,1
b	іЬ	к
1,75
1,75
1,75
1,75
. 1,75
1,5
1,75
1,5
1,5
1,25
1,1
1,75
1,5
1,5
119

Продолжение
Характеристика сечений
Значение
коэффици¬
ента 7
при 3 <	< 8;	< 4
1,5
b	b
при 3 <	< 8;	> 4; -^ < 0,2
1,5
b	b	h
2bL>0,3
b	.. h
— > 8; ^<0,3
b	h
bn* b — ширина полки и стенки соответственно; — тол
1,5
1,25
щина полки;
л — высота стенки.
Обозначения, принятые в таблице, показаны иа рис. 54.
при изгибе с растяжением, когда а > аб,
где М — изгибающий момент;
а — напряжение от действия осевой нагрузки;
Wo — момент сопротивления приведенного сечения;
7 — коэффициент, учитывающий пластические свойства бе¬
тона и определяемый в соответствии сданными, приведен¬
ными выше (табл. 23).
При расчете предварительно напряженных конструкций на тре¬
щиностойкость необходимо проверить главные растягивающие на¬
пряжения, вызывающие образование наклонных трещин, а также
главные сжимающие и касатель¬
ные напряжения.
Главные растягивающие и ка¬
сательные напряжения находят
так же, как для упругого тела.
Скалывающие напряжения опре¬
деляют по формуле
QS6n
Т = 		 ,
/ бпд
Рис. 54. Обозначение элементов дву¬
тавровой балки
120

главные напряжения — по формуле
где S6n, J6n — приведенный статический момент части сечения,
расположенной за рассматриваемым волокном, и
приведенный момент инерции площади сечения от¬
носительно оси, проходящей через центр тяжести,
соответственно;
ау — предварительное напряжение в бетоне, направлен¬
ное перпендикулярно оси элемента.
Расчет прочности
Прочность предварительно напряженных конструкций прове¬
ряют по методу разрушающих нагрузок. Расчетные усилия опреде¬
ляют так, как указано выше, разрушающие усилия — по следующим
формулам.
Разрушающее усилие при центральном растяжении
Wp = RaFs + /’’a-Ra.
где и Fa — предельное сопротивление и площадь сечения на¬
прягаемой арматуры;
Ra и Fa — то же для ненапрягаемой арматуры.
Разрушающее усилие при центральном сжатии
N = ф (7? Г 4- R F + a'F Y
р I пр б 1 а а 1 с н/’
Сс =	— С0-
где а' — напряжение в арматуре
! сжатой зоны,
принимаемое в за-
висимости от вида натяжения и величины потерь;
с? — коэффициент продольного изгиба, определяемый согласно-
соотношениям, приведенным ниже.
—	34,6
Г
41,6
48,5
55,4
62,3
69,3
76,2
<Ркр	1
?Дл	1
0,96
0,96
0,92
0,92
0,88
0,86
0,84
0,77
0,79
0,69
0,75
0,61
~	83,1
90,1
97
104
111
118
?кр	0,70
(рдл	0,54
0,65
0,46
0,61
0,40
0,56
0,34
0,51
0,29 .
0,47
0,24
Расчетную длину /0 пролета элемента определяют как указано-
на стр. 95, а наименьший радиус инерции — по формуле
'	121

?кр> ?дл— коэффициенты продольного изгиба при кратковременном
и длительном действии нагрузки.
Разрушающий момент для изгибаемых элементов любой симмет¬
ричной формы относительно плоскости изгиба находят по формуле
- * А + а05н +
при этом положение нейтральной оси определяют с помощью урав¬
нения
- аХ - ^Х =
■сечение сжатой зоны должно удовлетворять условию
S6<0,8So,
а если при расчете учитывается арматура сжатой зоны, должно
•соблюдаться дополнительное условие
z </г0 — а',
здесь S6 — статический момент площади сечения сжатой зоны от¬
носительно равнодействующей растягивающих усилий
в арматуре;
So — статический момент площади всего рабочего сечения
бетона (высотой /г0) относительно той же плоскости;
SH — статический момент площади сечения арматуры FH от¬
носительно равнодействующей растягивающих усилий
в арматуре;
So — тот же статический момент площади сечения арма¬
туры Fo;
z — расстояние от равнодействующей растягивающих уси¬
лий в арматуре Fa и Fa до центра тяжести сжатой зоны.
Разрушающие усилия для внецентренно сжатых элементов любой
симметричной формы определяют по следующим формулам.
• В случае больших эксцентриситетов, при S6 0,8 So,
Np = RBFe + aX + RaF'a — RKF„ — RaFa.
Положение нейтральной оси определяется уравнением
R 8Л/Ѵ + а'F' е + R F'е — R F е —R F е = 0
н 6А — снн — 'ааа ' н н н ааа
ИЛИ
np е=rhs6+аХ х - <)+х - ао).
где 5бДГ — статический момент площади сечения сжатой зоны от¬
носительно нейтральной оси сечения;
е и е' — расстояние от линии действия силы N до соответствую¬
щей арматуры.
122

Прочие обозначения — те же, что и в предыдущих формулах.
Если при расчете сечения учитывается арматура сжатой зоны,
должно соблюдаться условие
2</г0— а'-
В случае малых эксцентриситетов, при S6 > 0,8So,
ДГ — ^пр5о+ ас5н + RaSa
р ~	е
Если сила приложена между равнодействующими усилий, вос¬
принимаемых арматурой растянутой и сжатой зон, то должно
соблюдаться условие
д, _ RnpS0 + °cSh + RaSa
Р~ e,
Разрушающие усилия для внецентренно растянутых элементов
находят по следующим формулам:
при малых эксцентриситетах (сила N расположена между равно¬
действующими усилий, воспринимаемых арматурой)
	 Ru^n ~Н Ra§a
it _ RaSa + RaSa .
Р	е’
при больших эксцентриситетах (сила приложена за пределами
равнодействующих усилий)
V n = R F + R F — о'р’ FRF’-R F,.
р н н 1 а а с н 1 а а и б
Положение нейтральной оси определяют по уравнениям
^рб	(Л0 - а'н) + RaFa (h0 ~ “о)
ИЛИ
R + ч Г е 4- R F e' —R F е — R„F е — 0.
і хн 6N 1 с н н 1 ча а 0 н н и 'а а а
При этом высота сжатой зоны должна удовлетворять условиям
S6<0,8So.
Когда в сечении учитывают арматуру сжатой зоны,
2 </г — а'.
123

При проверке прочности конструкции прочность бетона под ан¬
керами определяют по формуле
а 0,5Рпрх,
13/Л Г . ,
где х= 1/ —< 1,5,
F
	отношение площади, на которую передается нагрузка, к пло-
FcM
щади смятия.
Расчет на раскрытие трещин
В неответственных предварительно напряженных конструкциях,
не соприкасающихся с водой, допустимо раскрытие трещин. Ши¬
рину раскрытия трещин определяют по формуле
ат = Л-/т.
т ■ Fa
Величину напряжений в арматуре <за находят с помощью следую¬
щих зависимостей:
при изгибе, изгибе со сжатием и растяжением, при <зб > а,
а __ (RhFн + R&Fа)
а~ (FK + Fa)M ’
где М — расчетный изгибающий момент;
= M —
М   Jбп (дб д) .
^цт
аб, а — напряжения от обжатия бетона и от действия внешней
силы соответственно;
г/цт — расстояние от центра тяжести приведенного сечения до
растянутой грани;
при растяжении
G я —	г (
Fa + FH
где Nq — осевое растягивающее усилие, погашающее напряжение
в бетоне, вызванное его обжатием;
N — внешняя растягивающая сила.
Расстояние между трещинами находят по следующим формулам: \
для элементов, подверженных осевому растяжению,
124

/ =0,8^
”	и
где Fp — расчетная площадь бетонного* сечения;
и — суммарный периметр арматуры;
Р — коэффициент, зависящий от вида арматуры: S = 1 — для
гладкой арматуры: р = 0,8 — для арматуры периодиче¬
ского профиля;
для изгибаемых и сжато-изогнутых элементов прямоугольного
и таврового сечения с плитой в сжатой зоне
/т = 0,Л,
для изгибаемых и сжато-изогнутых элементов таврового сечения
с плитой в растянутой зоне
I I 10/tn (Ьп — b)
46^	]’
где и — периметр растягиваемой внешним моментом арматуры;
b — ширина ребра;
h0 — полезная высота ребра;
Ьп — ширина полки тавра;
hn — толщина полки тавра.
Расчет на выносливость
Многие связи корпуса испытывают при эксплуатации много¬
кратно повторяющиеся нагрузки, вызывающие в связях напряжения
разных знаков или одного знака. Такие элементы конструкции
должны быть рассчитаны на выносливость. При этом расчете опре¬
деляют напряжения, возникающие в сечениях элемента, и сравни¬
вают их с допускаемыми.
При вычислении напряжений используют приведенные геомет¬
рические характеристики сечения с коэффициентом приведения и'.
' Значения коэффициентов и' для расчетов на выносливость же¬
лезобетонных конструкций рекомендуется принимать в соответст¬
вии со следующими соотношениями:
Марка бетона	 300	400	500 и выше
Значения коэффициента п'	20	15	10
При определении напряжений в бетоне разрешается использовать
приведенные геометрические характеристики сечения с коэффици-
, Еа
ентом приведения п = — .
Еб
Значения коэффициента п' для конструкций из легкого бетона
необходимо устанавливать на основании опытных данных.
При расчете элементов конструкций на выносливость необходимо
проверять напряжения в сечениях, нормальных к оси элемента, а
в элементах изгибаемых и работающих на сложный изгиб проверяют
также главные растягивающие и главные сжимающие напряжения.
125

'напряжения
0,4 Jiy ft Ир
Напряжения в бетоне от суммарного действия усилий предва¬
рительного обжатия и от наибольшей нагрузки цикла не должны
превосходить допускаемых, указанных ниже.
Вид напряженного состояния
Элементы, работающие иа сжатие н
растяжение:
осевое сжатие

» растяжение

Элементы, работающие ,в условиях
простого и сложного изгиба:
сжатие

■растяжение

главные растягивающие напряже¬
ния

» сжимающие »	. .
Коэффициент ky учитывает влияние
ляется в зависимости от р = amin/amax:
р 0,1	0,1—0,2 0,2—0,3 0,3—0,4
ky 1	1,05	1,10	1,15
При а > 0,5 7?пр расчет на выносливость не выполняют.
Напряжения в напрягаемой арматуре, вычисленные с учетом
всех потерь, не должны превосходить следующих величин:
0,4 ky /?пр
0-
0,7 /?р
0,35 ky /?пр
цикла нагрузки и опреде-
0,4—0,5 0,5—0,6 0,6—0,7
1,20	1,25	1,30
О.б.А’и — при р > 35;
0,557?н — при 0,85 > р > 0,8;
0,57?н — при 0,8 > р > 0,75.
При этом р =	, где а іп и апах — наименьшее и наиболь-
атах .
шее значения растягивающих напряжений.
Армоцементные конструкции
В отечественном судостроении опыт применения армоцемента
ограничивается данными о работе единичных экспериментальных
конструкций. В результате исследований физико-механических
свойств армоцемента и испытаний отдельных конструкций появи¬
лась возможность создать элементы судов из армоцемента. Разра¬
ботаны правила выполнения расчетов прочности судовых конструк¬
ций из армоцемента.
При расчетах прочности судовых конструкций, изготовленных
из цементно-песчаного бетона, армированного стальными сетками
^коэффициент удельной поверхности которых ka = 0,5—3,0 —j
и в отдельных случаях — дополнительно тонкими арматурными
стержнями, расположенными между сетками, эти правила необ¬
ходимо учитывать. Отметим, что конструкции малой толщины,
126

армированные стальными сетками с ka < 2— и стержневой арма¬
турой, к армоцементным в судостроении отнесены условно.
В судостроении прочность армоцементных конструкций рассчи¬
тывают с помощью методов сопротивления материалов и теории уп¬
ругости, исходя из того, что появление трещин в конструкциях,
соприкасающихся с водой, недопустимо.
Эта методика и цифровые данные справедливы при расчетах
'прочности конструкций, изготовленных из тяжелого цементно-песча¬
ного бетона марки 400 и выше и армированных стальными ткаными
сетками и низкоуглеродистой проволокой. Диаметр проволоки не
должен превышать 5 мм. Характеристики рекомендуемых сеток
приведены в табл. 8.
Нормативные прочностные характеристики армоцемента, изго¬
товленного на основе бетона марки 400 и армированного стальными
сетками, принимают по табл. 24,— если коэффициент удельной
поверхности элементов Лп > 2	, и по табл. 25,— если коэффи¬
циент удельной поверхности элементов 0,5 < kn < 2,0 —.
,	Таблица 24
1
Нормативные прочностные характеристики армоцемента при kn > 2 ——
Напряженное состояние
Нормативное сопро¬
тивление а, кг/см2
Модуль упругости,
кг[с:л’-
Растяжение
65
50 000
Сжатие
320
200 000
Растяжение при изгибе
120
50 000
Сжатие при изгибе
320
150 000
Скалывание
65
—
Срез
100
—
Таблица 25
Нормативные прочностные характеристики армоцемента
1
при 0,5 < kn < 2,0 —
СМ
Напряженное состояние
Нормативное сопро¬
тивление а, кг/смг
Модуль упругости,
кг/см2
Растяжение
Сжатие
Растяжение при изгибе
Сжатие при изгибе
20 Ап 25
320
35 Ап ■: 40
320
50 000-
200 000
50 000
150 000
127

При напряжениях, приведенных в этих, таблицах, в растянутых
зонах возникают трещины до 0,01 мм, а в сжатых зонах напряже¬
ния достигают величин, соответствующих призменной прочности
цементно-песчаного бетона.
Коэффициент относительной поперечной деформации (коэффи¬
циент Пуассона) принимают равным р.х = 0,12, модуль сдвига опре¬
деляют по формуле G = 0,45Ес, где Ёс — модуль упругости армо-
цемента на сжатие при изгибе.
Объемный вес армоцемента находят по формуле
Тац = Тпб + lift т/м3,
где р. — коэффициент армирования элементов в одном направле¬
нии;
7п6 — объемный вес цементно-песчаного бетона (fn6 ~ 2,2 т/м3).
Величины напряжений, возникающих в армоцементных кон¬
струкциях при действии на них расчетных нагрузок, определяют
в соответствии с общими правилами строительной механики корабля,
предполагая, что материал однороден. При этом расчет на изгиб
выполняют, учитывая различия значений характеристик для сжатой
и растянутой зон.
Конструкции, армированные стержнями, дополнительно рас¬
считывают по упругой стадии, учитывая приведенное сечение, ко¬
торое определяют исходя из соотношений нормативного сопротив¬
ления армоцемента и расчетного сопротивления стержневой арма¬
туры.
Расчетное сопротивление арматуры принимают
для растянутых элементов
Ra = 1200 кг/см3;
для растянутой арматуры
изгибаемых элементов
Ra = 2400 кг/см3.
Стержневую арматуру, расположенную в сжатой зоне, при рас¬
чете не учитывают
Если сечения, в которых kn < 2	, армированы дополнительно
стержневой арматурой, расчетное сопротивление этой арматуры
определяют по следующим формулам:
в растянутых элементах
' йр I* <2
Ra =	Н— • 1200 кг/см3-,
128

в растянутой зоне изгибаемых элементов
•2400 кг!см2,
Допускаемые напряжения назначают как некоторую долю от
нормативных — в соответствии с табл. 26.
Таблица 26
Коэффициенты для определения допускаемых напряжений
Расчетные нагрузки
Коэффициенты при определении
предельных нормальных
напряжений
предель¬
ных глав¬
ных рас¬
тягиваю¬
щих напря¬
жений
Элементы, участ¬
вующие в общей
прочности или в
общей и местной
прочности, а так¬
же сжатые
Элементы, участ¬
вующие только в
местной проч¬
ности (кроме
сжатых)
Постоянные
0,65
0,75
0,55
Постоянные и случай-
0,75
0,80
. 0,65
пые, а также одни
случайные
Аварийные
0,85
0,90
0,70
Прочность конструкции считается обеспеченной, если суммарные
действующие напряжения не превосходят допускаемых напря¬
жений.
, В необходимых случаях, помимо прочности конструкции (по
напряжениям), проверяют устойчивость и наибольшие деформации
конструкции.	z
Сжатые элементы при гибкости у < 50 (г—наименьший ра¬
диус инерции) на устойчивость не проверяют. Устойчивость сжатых
стержней при гибкости у > 50 проверяют следующим образом:
допускаемые напряжения уменьшают, умножая их на коэффициент
продольного изгиба, определяемый согласно приведенным ниже
соотношениям.
4
г
50
55,4
62,2
69
76
83
90
97
1
0,88
0,80
0,73
0,67
0,62
0,57
0,53
/р
г
104
ПО
117
124
131
137
144
150
<р
0,50
0,48
0,44
0,40
0,37
0,35
0,33
0,30
Заказ № 2329
9
129

Расчетную длину элемента /0 получают, умножая действитель¬
ную длину на коэффициент ® (см. данные, приведенные выше на
стр. 95).
Наибольшие деформации изгибаемых элементов проверяют по
формулам строительной механики корабля, принимая приведенный
модуль упругости Епр = 100 000 кг! см1. Максимальный прогиб
элементов не должен превышать 1/30() величины расчетного пролета.
Комбинированные конструкции, представляющие собой сочета¬
ние балок из обычного железобетона и армоцементных плит, рас¬
считывают так же, как обычные железобетонные конструкции
по методу разрушающих нагрузок.	1
При определении величин разрушающей нагрузки в этих коні
струкциях рассматривают два случая:
плита в сжатой зоне сечения;
плита в растянутой зоне сечения.
В первом случае разрушающее усилие определяют так же, как
для тавровых балок из обыкновенного железобетона,— без учета
тканых сеток плиты, во втором — исходя из приведенной площади
плиты и величины нормативного сопротивления материала, при
этом не учитывают работу бетона балки на растяжение, а растяну¬
тую арматуру балки вводят в расчет с напряжением, равным рас¬
четному сопротивлению арматуры 7?а. За расчетную ширину плиты
принимают наименьшую из следующих величин:
одна треть расчетного пролета балки;
полусумма прилегающих к ребру пролётов плиты;
двадцатипятикратная толщина плиты.
Прочность комбинированных конструкций и их трещиностой-
кость считаются обеспеченными, если коэффициенты запаса и рас- >
крытия трещин не превосходят величин, приведенных в § 4.
§ 6. РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СУДОВ
С РАЗВИТЫМИ МЕТАЛЛИЧЕСКИМИ НАДСТРОЙКАМИ
В тех случаях, когда металлическая надстройка простирается
на значительную длину (/надстр > 477), ее необходимо учитывать
в расчетах общей прочности судна. Напряжения в связях надстройки
и расчетные нагрузки в связях железобетонного корпуса опреде¬
ляют, предполагая работу железобетонного корпуса в упругой ста¬
дии. С этой целью бетон корпуса приводят к стали, умножая пло-
щадь бетона на коэффициент п = —. Прочность корпуса железо¬
іа
бетонного судна с развитой металлической надстройкой считается
обеспеченной, когда нагрузки в связях железобетонного корпуса
в k (k — коэффициент запаса прочности) раз меньше разрушающих
нагрузок, напряжения в связях надстройки — менее допускаемых,
а отношение предельного момента к действующему составляет
> 1,35.
м
130
1

Предельный момент определяют как произведение момента со¬
противления эквивалентного бруса, найденного с учетом редуци¬
рования связей при потере устойчивости, на допускаемые напря¬
жения.
Помимо определения действующих напряжений в связях и про¬
верки их устойчивости находят сдвигающие усилия и усилия от¬
рыва в местах окончания надстройки на уровне железобетонной
'Палубы — для выбора прочности закладных деталей.
Сдвигающие усилия определяют исходя из следующего условия
(рис. 55)
Х'
Рис. 55. Схема усилий, возникающих
в надстройке
где <зс — растягивающие на¬
пряжения на уров¬
не центра тяжести
надстройки, полу¬
ченные при расче¬
те эквивалентного
бруса;
f — площадь сечен ия
надстройки, вклю¬
ченная в состав
■ эквивалентного
бруса.
Отрывные усилия в месте соединения надстройки с корпусом
находят с помощью уравнения
Мрх — Q А = (<?! — ’с) —

2 — Zq
где ЛІрх — момент, создаваемый отрывными усилиями;
—	отстояние центра тяжести надстройки от верхней па¬
лубы;
—	напряжение в палубе II яруса надстройки;
—	момент инерции надстройки;
—	отстояние настила палубы первого яруса надстройки
от центра тяжести надстройки.
’х
і
2—2Р
§ 7. НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ОБЩЕГО
РАСПОЛОЖЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО СУДНА
На стальных судах балластные, топливные и водяные цистерны .
располагают обычно в междудонном пространстве, бортовых отсе¬
ках вдоль машинно-котельных отделений и в поперечных отсеках,
расположенных также в районе машинно-котельных отделений или
между грузовыми трюмами, в так называемых диптанках.
При расположении цистерн на железобетонных судах следует
Учитывать специфические качества железобетона и технологические
9*	131
особенности постройки железобетонных судов. Так, железобетон¬
ные отсеки, предназначенные для размещения топлива, должны
быть выполнены из нефтестойкого бетона, бетонные поверхности
отсеков, предназначенных для хранения котельной воды, часто
должны иметь специальные покрытия, предохраняющие воду от
загрязнения. В качестве таких покрытий лучше всего применять
синтетические пленки или мастики. Пленки желательно приклеи¬
вать на ровные поверхности, не имеющие ребер. Такие поверхности
имеют диптанки. В бортовых цистернах и цистернах двойного дна
всегда проходит набор, который усложнит наклейку пластиков.
Таким образом, пресную воду на железобетонных судах жела¬
тельно хранить в диптанках (или специальных вкладных цистернах),
топливо и балласт — в междудонном пространстве и бортовых от¬
секах. При этом надо учитывать, что на железобетонном судне по
технологическим соображениям невозможно низко расположить
второе дно и выполнить узкие бортовые отсеки. Желательно, чтобы
высота двойного дна была более 1,2 м, ширина бортовых отсеков —
более 1,0 м.
Жилые, служебные и бытовые помещения на железобетонных
судах следует располагать выше ватерлинии предельного погруже¬
ния. Как показывает опыт эксплуатации железобетонных судов,
в помещениях ниже ватерлинии из-за водопоглощения бетона всегда
возникает отпотевание или, по крайней мере, повышается влажность
поверхностей, что требует усиленной изоляции.
Расположение прочих помещений на железобетонных судах не
отличается от их расположения на металлических.
В приложениях 1—5 рассмотрен в качестве примера выбор глав¬
ных размерений и элементов корпуса железобетонного судна, при¬
ведены расчет общей прочности, расчет прочности и выбор элемен¬
тов флора, расчет прочности плит борта и поперечной водонепрони¬
цаемой переборки.

Глава IV
КОНСТРУКЦИЯ ЭЛЕМЕНТОВ КОРПУСА
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СУДОВ
§ 1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
При конструировании элементов корпуса очень важно достичь
минимальных стоимости, веса и металлоемкости конструкций, сни¬
зить трудоемкость их изготовления, обеспечить их унификацию.
При проектировании элементов корпуса должна разрабатываться
прогрессивная технология их изготовления (с учетом производст¬
венных условий и технических возможностей верфи-строителя).
Размеры сечений, армирование элементов корпуса определя¬
ются расчетом общей и местной прочности. При их установлении
должны быть учтены эксплуатационные требования к конструкции:
кор роз нестойкость, морозостойкость, истирание, ударная проч¬
ность, непроницаемость для различных сред, условия обитаемости
и т. д.
Конструкция элементов корпуса должна быть технологичной и
допускать индустриальную постройку корпуса из сборных элемен¬
тов (секций).
При конструировании всех элементов корпуса необходимо учи¬
тывать общие положения, рассмотренные ниже.
Защитный слой бетона. Толщину минимально допустимого за¬
щитного слоя бетона по отношению к арматуре следует назначать,
учитывая действие агрессивных факторов на поверхность конструк¬
ции, в которой располагают арматуру.
Исследования показывают, что процесс электрохимической кор¬
розии стали в бетоне, приготовленном на портланд-цементе, при
расходе цемента на кубометр бетона более 400 кг — почти не проте¬
кает, если относительная влажность атмосферы, окружающей бе¬
тон, ниже 60% либо бетон полностью погружен в воду. В первом
случае играет роль недостаток влаги для электрохимической реак¬
ции, во втором — недостаток кислорода.
Как правило, при недостаточной толщине защитного слоя кор¬
розия арматуры в здоровом плотном бетоне наблюдается при отно¬
сительной влажности воздуха, близкой к 80%, либо при периодиче¬
133

ском увлажнении конструкции, обеспечивающем определенное влаж¬
ностное состояние бетона. При этом состоянии достаточно влаги
для работы коррозионных гальванических пар на поверхности ар¬
матуры, к ней есть более или менее свободный доступ кислорода
воздуха через частично открытые в бетоне поры и капилляры.
В судовых железобетонных конструкциях интенсивная корро¬
зия арматуры возможна у поверхностей, периодически смачиваемых
водой (пояс переменной ватерлинии, балластные отсеки и т. п.),
а также в том случае, если относительная влажность воздуха, окру¬
жающего конструкции, превышает 60%.
Коррозия арматуры почти не возникает у поверхностей кон¬
струкций, постоянно находящихся в воде (наружные поверхности
днища и бортов ниже переменной ватерлинии и т. п.).
Хлориды и сульфаты, содержащиеся в морской воде, значительно
интенсифицируют процесс коррозии.
На интенсивность коррозии арматуры также влияют структура
и состав стали, состояние ее поверхности и степень напряжения.
Арматурные стали классов А-І; А-ІІ; А-Ш в умеренной степени
склонны к коррозии, высокопрочная проволока с омедненной по¬
верхностью подвержена интенсивной коррозии, высокопрочные
пряди также склонны к интенсивной коррозии.
Если высокопрочные пряди, используемые для изготовления
конструкций с предварительно напряженной арматурой, защищены
цинковым протекторным покрытием, они практически йе корро¬
дируют в бетоне.
Степень напряжения арматуры не сказывается на интенсивности
коррозионных процессов только в тех случаях, когда ее поверх¬
ность полностью заключена в щелочную среду бетона, что требует
назначения достаточной толщины защитных слоев бетона.
В табл. 27 приведены минимально допустимые толщины защит¬
ных слоев бетона по отношению к арматуре, которые рекомендуется
принимать при конструировании элементов морских железобетон¬
ных судов, если нет специальных экспериментальных данных.
Назначать толщины защитных слоев из судостроительного тя¬
желого бетона и керамзитобетона марки 300 и выше в соответствии
с данными, приведенными в табл. 27, допустимо при том условии,
что в конструкциях с ненапрягаемой арматурой расчетное раскры¬
тие трещин не превышает 0,1 мм.
При назначении толщин защитных слоев необходимо уделять
внимание унификации сечений сборных элементов.
Так, если предусмотрено изготовлять секции борта на всю его
высоту, толщины внутреннего и наружного защитных слоев не
должны изменяться по высоте секции; аналогично следует назна¬
чать толщины защитных слоев для секций днища и т. п.
Армирование элементов корпуса. Вид, количество арматуры и
расположение ее в элементах корпуса обусловлены расчетами проч¬
ности и трещиностойкости.
134

Минимально Допустимые толщины защитных слоев бетона при постройке морских судов
Защитный
слой, мм
о
ю
о
о
ю
28
ІО ІО
— СЧ
о о
— сч
28
ю
ю
ю
о ю
-мСЧ
©о
—< сч
оо
— сч
Арматурная сталь,
ее класс и внд
А-І; А-ІІ; А-ІП; А-ІѴ
-
Высокопрочная проволока
отдельные стержни
пряди
отдельные стержни
пучки
отдельные стержни
пучки
отдельные стержни
пучки
А-І; А-ІІ; А-Ш; А-ІѴ
Высокопрочная проволока
отдельные стержни
:	пучкн (канаты)
отдельные стержни
пучки
отдельные стержни
пучки
Железобетон
Обычный
*
*
А
Предварительно напряженный
То же
А
А
А
I	Обычный
*
Предварите ьно напряженный
*
А
Элементы
расположение в корпусе
Ниже уровня переменной ватер¬
линии
На уровне переменной ватерли¬
нии	j
Выше уровня переменной ватер-
лнннн
В надстройке и рубке
Ниже уровня переменной ватер¬
линии
На уровне переменной ватерли¬
нии
Выше уровня переменной ватер¬
линии
В надстройке и рубке
Ограничивают цистерны для рас¬
солов, тузлуков и т. п.
Внутренние сухие отсеки,
сухие помещения в надстройках
и рубках
Ограничивают цистерны для воды,
нефти, рассолов, тузлуков и т. п.
Внутренние сухие отсеки
Сухие помещения в надстройках
н рубках
поверхность
корпуса
Наружная
Внутренняя
135

Применение предварительно напряженной арматуры позволяет
значительно улучшить эксплуатационные показатели конструкции,
обеспечить минимальный расход стали на ее постройку, упростить
технологию бетонных работ (при условии значительной механиза¬
ции предварительного напряжения арматуры). Рекомендуется в
первую очередь устанавливать, насколько целесообразно выполне-'
ние корпуса или отдельных его элементов из предварительно напря¬
женного бетона.
Общую и местную прочность корпуса или отдельных его элемен¬
тов обеспечивают, выбирая армирование, соответствующее приня-.
той системе набора.
При выборе рациональных схем армирования корпуса и отдель¬
ных его элементов следует учитывать, что предварительно напря¬
женную стержневую (струнную) арматуру нерационально использо¬
вать в элементах, имеющих большое количество закладных деталей
и вырезов. Такие элементы корпуса следует армировать ненапрягае¬
мой арматурой.
В отдельных случаях, при продольной и смешанной системах
набора, рационально применять только продольное обжатие кор¬
пуса арматурными пучками, что позволит значительно увеличить
жесткость и трещиностойкость конструкции, повысить непроницае¬
мость поперечных стыков секций и сократить расход арматурной
стали на корпус.
Чтобы предупредить внецентренное сжатие элемента, которое
может привести к раскрытию трещин в конструкции, рекомендуется
(учитывая специфику работы судового корпуса) арматурные пучки
в элементах набора и отдельные арматурные стержни (струны)
в секциях располагать так, чтобы равнодействующая создавае¬
мых ими усилий находилась в центре тяжести приведенного
сечения.
Чтобы обеспечить равномерную совместную работу предвари¬
тельно напряженных элементов набора и плит, при их конструиро¬
вании рационально предусматривать отношение высот балки и
h
плиты — < 10.
41
Определяя размеры балок набора (высоту h, ширину b и толщину
плиты Ап), максимальное расстояние между ними в первом прибли¬
жении можно принять по выражению
I = 2 (12АП + Ь).
В конструкциях с ненапрягаемой арматурой при продольной
и смешанной системах набора для продольного армирования ребер
рекомендуется преимущественно применять сталь классов А-ІІ;
А-Ш.
В качестве арматуры, обеспечивающей только местную проч¬
ность плит, а также распределительной арматуры рекомендуется
применять сталь классов А-І; А-ІІ.
136

При поперечной системе набора для армирования элементов
корпуса рекомендуется использовать преимущественно стали клас¬
сов А-І и А-ІІ.
В качестве ненапрягаемой следует применять сварную арматуру,,
состоящую из плоских или объемных каркасов балок и сеток плит,
стержни которых в местах пересечения соединяют контактной то¬
чечной сваркой.
Вязаная арматура допустима в исключительных случаях в эле¬
ментах, изготавливаемых монолитным способом или имеющих кри¬
волинейную форму.
Расстояние между стержнями (пучками). Расстояния в свету
между стержнями, пучками, прядями, наружными поверхностями
каналообразователей по высоте и .ширине сечения необходимо
назначать, учитывая удобство укладки и уплотнения бетонной
смеси.
Если конструкции предварительно напряженные, следует такжф
учитывать степень местного обжатия бетона и габариты натяжного-
оборудования (домкратов, зажимов и т. п.).
Расстояния в свету между отдельными продольными стерж<-
нями ненапрягаемой арматуры, а также между стержнями соседг
них плоских сварных каркасов необходимо принимать следую)
щими:	!
при расположении нижней арматуры более чем в два ряда (nd-
высоте) — не менее 50 мм в горизонтальном направлении (кроме
стержней двух нижних рядов);
не менее 50 мм в плитах, если стержни при бетонировании за¬
нимают вертикальное положение, и не менее диаметра стержней —-
в вертикальных элементах набора.
В предварительно напряженных элементах расстояние в свету
между отдельными напрягаемыми стержнями, пучками, прядями
и т. п., занимающими при бетонировании горизонтальное или на^
клонное положение, должно быть не менее диаметра канала для ар^
матуры, и не менее 25 мм.
В тех конструкциях, в которых предусмотрено непрерывное ар¬
мирование, расстояния между стержнями назначают с учетом тех¬
нических характеристик натяжных машин и матриц. Во всех слу¬
чаях эти расстояния в плоских элементах должны находиться в пре¬
делах 50—200 мм и быть кратными 50.
В пучковой арматуре следует предусматривать зазоры между
отдельными проволоками или группами проволок (устанавливая
спирали внутри пучка, коротыши в анкерах и т. п.), чтобы между
волокнами пучка мог пройти цементный или цементно-песчаный
раствор при заполнении каналов.
Стыкование арматуры. Сварные сетки, каркасы и стержни не¬
обходимо стыковать в соответствии с указаниями, приведенными
в действующих в судостроении нормативных документах. Конструк¬
ции арматурных стыков и сеток показаны на рис. 56.
137

138

Стыки стержней напрягаемой арматуры из горячекатаной стали
классов А-І, А-ІІ, А-Ш выполняют контактной стыковой, а в ряде
случаев дуговой сваркой, сваркой в среде углекислого газа, сваркой
легированной проволокой.
Арматура из высокопрочной проволоки и прядей в предвари¬
тельно напряженных элементах должна быть, как правило, без
стыков, сварные соединения такой арматуры, а также канатов (тро¬
сов) недопустимы.
Анкеровка арматуры в бетоне. Арматура, располагаемая в эле¬
ментах корпуса, должна быть надежно заанкерована в бетоне. При
размещении ненапрягаемой арматуры необходимо учитывать, что
стержни периодического профиля
анкеруют без крюков. Растянутые
гладкие стержни должны заканчи¬
ваться полукруглыми или прямыми
крюками (рис. 57). Сжатые стержни
диаметром до 12 мм в изгибаемых,
внецентренно сжатых и внецен-
тренно растянутых элементах, вы¬
полняемые из круглой (гладкой)
стали класса А-І, могут не иметь
крюков, а такие же стержни боль¬
ших диаметров необходимо проек¬
тировать с крюками на концах.
В центрально сжатых элементах
такие стержни можно устанавли¬
вать без крюков независимо от
диаметра стержней.
Концевые крюки гладкой арматуры должны иметь в свету не
менее 2,5 диаметров, а длина отгибаемой части прямых крюков
должна быть не менее 3 диаметров стержня (рис. 57).
Гладкие арматурные стержни, применяемые в сварных карка¬
сах и сварных сетках, также выполняют без крюков; такие стержни
следует заканчивать крюками только в тех случаях, если приварка
их к каркасу невозможна.
Продольные сжатые стержни необходимо заводить за сечение,
нормальное к оси элемента, в котором они не нужны по расчету,
на длину не менее 20 диаметров, а растянутые — на длину не менее
30 диаметров стержня.
Растянутую арматуру вязаных каркасов, выполняемых из круг¬
лых (гладких) стержней, не рекомендуется обрывать в пролете,
а следует доводить до опор.
Размещая в элементе арматуру, подвергаемую предваритель¬
ному напряжению, необходимо учитывать, что установка анке¬
ров у концов арматуры обязательна, если арматуру натягивают
на отвердевший бетон или на упоры — при недостаточном сцеп¬
лении ее с бетоном; при этом анкерные устройства должны
Рис. 57. Арматурные крюки
1 — круглый; 2 — прямой
139

обеспечивать надежную анкеровку арматуры в бетоне во всех ста¬
диях ее работы (рис. 58).
Если арматуру натягивают на бетон, а также если при натяже¬
нии арматуры на упоры нет достаточной гарантии надежного сцеп¬
ления ее с бетоном или зона анкеровки оказывается очень большой,
Рис. 58. Опорный участок элемента с предварительно напряжен¬
ной арматурой
1 — анкерное устройство; 2 — утолщение балки; 3 — арматурный пучок;
4 — дополнительные хомуты (сетки)
Рис. 59. Анкерное устройство
1 — пучок арматуры; 2 — анкерующая пробка;
3 — анкерующая колодка; 4 — упорная шай¬
ба; 5 — патрубок
то на концах напрягаемой арматуры предусматривают анкеры раз-
личной конструкции. Конструкция одного из анкеров приведена
на рис. 59.
Анкерные устройства, располагаемые на поверхности бетоца,
могут корродировать, подвергаться разрушению при механических
воздействиях и т. п., поэтому
их необходимо защитить от
этих воздействий слоем бе¬
тона. Толщину защитного
слоя принимают не меньше
толщины защитного слоя, пре¬
дусмотренного для арматуры
(см. рис. 58), подвергаемой
анкеровке.
При обрыве напрягаемой
арматуры в пролете изгибаю¬
щегося элемента ее анкеры
рекомендуется располагать
' в сжатой зоне сечения. Если
это невозможно, ставят допол¬
нительные сварные сетки или
хомуты из арматурных стерж¬
ней с шагом 5—7 см диамет¬
ром не менее 8 мм. Длину участка, на котором устанавливают
эту дополнительную арматуру, принимают равной двум длинам
анкерных приспособлений от торца элемента или от места распо¬
ложения анкера.
140

Специальные анкеры не устанавливают, если применяется вы¬
сокопрочная арматурная проволока периодического профиля;
стержневая горячекатаная арматура периодического профиля;
высокопрочные пряди.
Отгибы арматуры. В качестве продольной арматуры отогнутые
стержни рекомендуется применять преимущественно при армиро¬
вании элементов вязаными каркасами. Стержни рекомендуется от¬
гибать по дуге окружности радиусом, составляющим не менее 10
диаметров стержня. На концах отогнутых стержней необходимо
предусматривать прямые участки, длина которых должна состав¬
лять не менее 20 диаметров — в растянутой и не менее 10 диамет¬
ров — в сжатой зоне.
Угол наклона отгибов к продольной оси элемента, как правило,
принимают равным 45°, допустимо увеличение угла наклона отги¬
бов в высоких балках (более 800 мм) до 60°, а в низких балках —
уменьшение его до 30°.
При применении криволинейной продольной арматуры, натя¬
гиваемой на бетон, угол наклона пучков или стержней рекомен¬
дуется принимать не более 30°, а радиус закругления
для пучковой арматуры и прядей: не менее 4 м — при диаметре
проволок 5 мм и менее и прядей 4,5—9 мм; не менее 6 м — при диа¬
метре проволок 6—8 мм и прядей 12—15 мм;
для стержневой арматуры: не менее 15 м — при диаметре стерж¬
ней до 25 мм; не менее 20 м — при диаметре стержней 28—
40 мм.
Конструирование плит. При конструировании элементов кор¬
пуса очень важно устанавливать оптимальную толщину плит днища,
бортов, переборок, палуб, так как вес плит обычно составляет
60—75% от веса корпуса. Толщину плит в основном назначают,
учитывая работу бетона на срез под действием местных расчетных
нагрузок, армирование, толщины защитных слоев.
Толщины плит, обшивки палуб, переборок колеблются в значи¬
тельных пределах (от 40 до 150 мм) и при проектировании их можно
принимать в соответствии с рекомендациями, приведенными в
табл. 28, где приведены данные о толщинах плит в корпусах судов
наборной конструкции. Толщины плит на морских судах безнабор¬
ной конструкции обычно назначают следующими: не менее 80 лги—
если суда строят из железобетона с ненапряженной арматурой,
50 мм,— если суда строят из железобетона с предварительно напря¬
женной арматурой.
Плиты корпуса обычно армируют двойными или полуторными
прямыми сетками, располагая арматуру в растянутой и сжатой зо¬
нах сечения, желательно в шахматном порядке.
На рис. 60 показано армирование плит обычной и предвари¬
тельно напряженной стержневой арматурой.
Для армирования плит обшивки бортов, продольных переборок,
воспринимающих значительные напряжения, иногда используют
141

косую арматуру; возможно сочетание косой арматуры с прямой
(рис. 61).
Однако применение косой арматуры связано'с увеличением
толщины сечения плиты, а также с технологическими трудностями
и поэтому не рекомендуется. Необходимость использования косой
арматуры во всех случаях должна быть обоснована расчетом проч¬
ности и подтверждена технико-экономическими данными.
Рис. 60. Армирование железобетонных плит: а — двойная сетка; б — полу¬
торная сетка
1 — рабочая арматура
Таблица 28
Ориентировочные толщины плит судовой обшивки
Толщины плит
мм на судах
•
морских
речных
Элемент корпуса
Арматура
обычная
предвари¬
тельно на¬
пряженная
обычная
предвари¬
тельно на¬
пряженная
Наружные элементы корпуса
днище
борт
палуба
Внутренние элементы кор¬
пуса:
продольные переборки
поперечные	»
промежуточные палубы
Элементы надстроек и рубок,
не учитываемые в расчете
продольной прочности,
ограждающие конструк¬
ции
внутренние элементы
60—100
60—120
50—90
50—100
40—80
40—60
40—100
40—80
40—80
40—100
40—60
40—80
40—80
40—50
40—70
35—60
40—80
40—100
40—60
40—60
40—50
40—60
40—80
40—80
40—60
40—70
40—50
35—60
35—50
35—50-
35—60
35—60
142

При армировании плит необходимо учитывать, что минималь¬
ный диаметр ненапрягаемой арматуры сеток — 6 мм, напрягаемой—
2,5 мм. Если при стыковании сетки соединяют электродуговой
сваркой, минимальный диаметр арматуры должен быть 8 мм.
Чтобы обеспечить местную прочность конструкции, следует
назначать на 1 пог. м сетки, располагаемой в плите, не менее 5 и
Рис. 61. Армирование плит іірямыми и косыми сетками
1 — косая; 2 — прямая
не более 20 шт. арматурных стержней — исходя из удобства ук¬
ладки бетона в конструкцию.
В плитах площадь сечения арматуры одного направления должна
составлять не менее 15% от площади сечения арматуры другого*
направления.
При конструировании плит необходимо учитывать, что арма¬
турные стержни часто не представляют собой идеальной прямой.
При определении минимальной толщины плит расчетные диаметры
арматуры необходимо увеличивать на 10—15%, при этом наиболь¬
ший диаметр стержней арматурных сеток должен составлять не
более х/4 толщины плиты.
Плиты корпуса представляют собой пластины, имеющие по пе¬
риметру заделку, в связи с чем опорные изгибающие моменты обычно
выше, чем пролетные.
143

Иногда для восприятия опорных моментов, возникающих от ме¬
стных нагрузок, плиты на опорах армируют отогнутой арматурой
(рис. 62, а), чтобы сэкономить ее, либо ставят дополнительные сетки
или стержни (рис. 62, б). При этом количество непрерывных стерж¬
ней, располагаемых в сжатой зоне плиты у опоры, должно быть не
менее 5 шт. на 1 пог. м опорной грани плиты.
Так как отгибы арматуры на опорах усложняют технологию
постройки, рекомендуется устанавливать дополнительные сетки.
Дополнительные сетки (стержни) не должны составлять больше
40% от общего количества растянутой арматуры плиты в пролете,
а длина их не должна состав¬
лять менее половины пролета
плиты.
Во всех случаях на местах
примыкания плит к балкам
набора необходимо предусма¬
тривать фаски (рис. 63), длина
которых должна составлять
25—50 мм.
При определении толщин
плит необходимо учитывать
Рис. 63. Примыкание плиты к опоре особенности их работы в кон-
1 — опора; 2 — фаска; 3 — плита	СТруКЦИИ Корпуса ВО Время
эксплуатации.
Так, на истираемых участках обшивки рабочих палуб, не имею¬
щих специальных покрытий, защитный слой целесообразно прини¬
мать ТОЛЩИНОЙ 15 мм.
В районе скулы, палубного стрингера, ледового пояса, а также
в районах крепления крупных закладных деталей, механизмов,
иллюминаторов и т. п. толщину плит также рекомендуется увели¬
чивать.
Назначая толщины плит тех элементов корпуса, к газо-, водо-
и нефтенепроницаемости которых предъявляют повышенные требо¬
вания, следует учитывать, что при толщине плиты менее 50 мм тех¬
нологически трудно обеспечить непроницаемость конструкций для
воды, нефтепродуктов и т. д., если их давления на бетон превышают
■0,5 ати.
При определении минимально допустимых толщин обшивки
следует учитывать также закладные детали, к которым сваркой кре¬
пится насыщение, а также размеры и количество вырезов.
В плитах, которые при эксплуатации судна будут подвергаться
давлению жидкостей или газов, не следует размещать закладные
.детали (для крепления к ним сваркой насыщения), так как прони¬
цаемость плит обшивки может резко увеличиться из-за частичного
их разрушения при сварке.
Если избежать сварки невозможно, толщину плит наружной
■обшивки, подвергающейся гидростатическому давлению, в месте
144

Рис. 64. Армирование углов вырезов
1 — стержень; 2 — плита; 3 — вырез;
4 — диагональ
расположения закладной детали рекомендуется принимать не ме¬
нее 80 мм.
Все вырезы (отверстия) в плитах необходимо окаймлять по пе¬
риметру арматурой. Стержни плиты, пересекаемые отверстием,
должны быть полностью компенсированы арматурой, уложенной
вдоль выреза параллельно перерезанным стержням.
Около углов больших вырезов, кроме того, следует устанавли¬
вать специальные стержни, располагаемые перпендикулярно к диа¬
гоналям выреза (рис. 64).
Если количество компенсирующей арматуры значительно или
периметр выреза оказывается более 1,5 м, то по его периметру
рекомендуется устанавливать
железобетонный или металличе¬
ский комингс.
Вся перерезанная вырезом
арматура должна быть надежно
соединена вязкой или сваркой
с компенсирующей арматурой
или с комингсом выреза.
Конструирование элементов
набора. При конструировании
набора поперечное сечение ребер
обычно принимают прямоуголь¬
ным (рис. 65). При постройке
железобетонных судов иногда
применяют и другие, более эко¬
номичные поперечные сечения
набора (рис. 66), однако из-за трудности исполнения они редко
находят применение.
При определении размеров поперечных сечений набора особое
внимание следует уделять их унификации. Обычно при проектиро¬
вании высоту ребер принимают в пределах 0,1—0,2 от пролета
балки — в зависимости от действующих нагрузок, а ширину —
0,2—0,4 от высоты ребра. Рекомендуется ширину ребра назначать
в пределах 1,2—2 от толщины плиты, а высоту ребра — не менее 2
и не более 6 ширин ребра.
Чтобы снизить вес элементов набора, их ширину принимают
обычно наименьшей исходя из условий размещения в сечении ар¬
матуры при минимальном расстоянии между стержнями и мини¬
мальных защитных слоях бетона.
Конструирование балок с ненапрягаемой арматурой. Балки с не¬
напрягаемой арматурой рекомендуется армировать сварными, преи¬
мущественно объемными каркасами, которые целесообразно изго¬
тавливать на специальных станках. В отдельных случаях допустимо
применение вязаных каркасов.
Чтобы обеспечить удобство укладки бетона в ребра секций, не¬
обходимо расстояние в свету между соседними параллельными
10 Заказ № 2329	1 45

арматурными стержнями (или стержнями, пересекающимися под уг¬
лом не более 15°) назначать не менее 20 мм; для балок шириной ме¬
нее 100 мм это расстояние можно принять 10—15 мм.
Армирование балок показано на рис. 67. Элементами каркасов
арматуры являются: продольные рабочие и монтажные стержни,
поперечные стержни (хомуты, иногда поперечная арматура из от-
Рис. 65. Перекрытие с прямоугольными ребрами
дельных коротышей в сварных каркасах), а также наклонные
и отогнутые стержни (по направлению действия главных растяги¬
вающих напряжений).
Следует иметь в виду, что отогнутая арматура лучше, чем
поперечная, воспринимает главные растягивающие напряжения,
Рис. 66. Профили поперечного сечеиия набора
но ее почти не применяют вследствие технологических трудно¬
стей (ее используют только в вязаных каркасах, собираемых из
отдельных стержней).
Для продольного армирования преимущественно применяют
стержни из стали классов А-П и А-Ш периодического профиля
или круглые диаметром не менее 10 мм.
Стремясь снизить вес конструкции, продольную арматуру в по¬
перечном сечении балки следует располагать возможно ближе к на¬
ружным поверхностям, причем по высоте — не более чем в три ряда,
по ширине — не менее чем в два ряда.
146

В поперечных сечениях балок одновременно с изгибающими мо¬
ментами действуют поперечные силы, что влечет за собой необхо¬
димость установки поперечной арматуры (хомутов, поперечных
стержней).
Для поперечного армирования применяют арматурную сталь
классов А-І и А-ІІ диаметром 6—10 мм, причем диаметр хомута
должен составлять не более 0,25 диаметра продольной арматуры.
Расстояния между хомутами (поперечными стержнями) опреде¬
ляют расчетом прочности конструкции, при этом на участках вблизи
опор расстояния между поперечной арматурой не должны быть бо¬
лее 150 мм или 0,5 высоты сечения, если она не превышает 45 см.
При большей высоте сечения эти расстояния не должны превы¬
шать 0,3 высоты сечения, но они не должны быть свыше 300 мм.
Длину приопорных участков (при армировании которых эти тре¬
бования остаются в силе) принимают: при равномерно распределен¬
ной нагрузке — равной '/4 пролета, при сосредоточенной — равной
расстоянию от опоры до места приложения ближайшей к опоре
силы. В остальной части элемента расстояние между поперечными
стержнями (хомутами) должно быть не более 0,75 высоты попереч¬
ного сечения балки, но не должно превосходить 500 мм.
В балках и ребрах хомуты или поперечные стержни ставят
всегда, даже если они не требуются по расчету; только при высоте
сечения менее 150 мм поперечную арматуру разрешается не ставить.
В центрально и внецентренно сжатых конструкциях, а также
в сжатой зоне изгибаемых элементов поперечные стержни (хомуты)
ю*
147

ставят на расстоянии не более 300 мм, а также — на расстоянии не
более 15 диаметров продольных сжатых стержней — при вязаных
каркасах и 20 диаметров таких стержней — при сварных каркасах.
Конструкция поперечной арматуры должна обеспечивать за¬
крепление сжатых стержней от их бокового выпучивания в любом
направлении. При соединении ребра с плитой секции каждый хо¬
мут необходимо заанкеровать в плите, отогнув анкеруемые ветви
на 15 диаметров в плоскости плиты.
При высоте балок более 700 мм у боковых граней балок ставят
продольные стержни на расстояниях не более 300—400 мм; суммар¬
ная площадь этих стержней должна составлять не менее 0,1% от
площади поперечного сечения ребра балки, а диаметр — не менее
Рис, 68. Каналы для прохода пучков арматуры
1 — одинарные, 2 — коллекторного типа
8 мм. Эти стержни вместе с поперечной арматурой предотвращают
раскрытие наклонных трещин на боковых гранях балок.
В предварительно напряженных конструкциях элементы про¬
дольного набора следует армировать преимущественно пучками из
высокопрочной проволоки или прядей. Одиночные (групповые)
пучки располагают в каналах или пазах (рис. 68).
Если по расчету не нужны два арматурных пучка на всем про¬
тяжении балки, то один из них можно прервать за расчетным сече¬
нием (рекомендуется место вывода пучка из балки совмещать
с расположением поперечной переборки, находящейся за расчет¬
ным сечением). При этом следует предусмотреть ответвление канала
(в котором располагаются пучки) и прилив на поверхности балки
с соответствующим армированием опорной площадки. Угол наклона
отгибаемого конца канала к оси основной части пучка не должен
превышать 30°.
Арматурные пучки и отдельные стержни в элементах набора сле¬
дует размещать в центре тяжести приведенного сечения. Арматур¬
ные пучки из высокопрочной проволоки рекомендуется распола¬
гать и натягивать прямолинейно; изменять направление пучка
можно лишь в местах подъема днища — в оконечностях. Место пе¬
региба пучка следует усилить дополнительным армированием.
148

Диаметр каналов назначают в зависимости от диаметра пучков,
обеспечивая между пучками и стенкой канала зазор не менее 5 мм.
Закрытые каналы в теле конструкции следует выполнять, как пра¬
вило, без оболочек.
Элементы поперечного и продольного набора рекомендуется
изготовлять совместно с плитой обшивки. В ребрах продольного
и поперечного набора может быть предусмотрена арматура, подвер¬
гаемая предварительному напряжению, а также ненапрягаемая.
Применение высокопрочной проволоки и прядей в качестве не¬
напрягаемой арматуры не¬
допустимо.
Для армирования ребер
набора ненапрягаемой ар¬
матурой рекомендуются
объемные каркасы. Целе¬
сообразно так проектиро¬
вать поперечные стержни,
чтобы они охватывали все
ненапрягаемые продольные
стержни и стержни или
пучки напрягаемой вы¬
сокопрочной арматуры
(рис. 69). Крепить попе- Рис. 69. Расположение арматуры в балке
речные стержни К Пред- 1 — ненапряженная арматура; 2 — напряженная
варительно напрягаемой	арматура
арматуре запрещается.
Расстояние между поперечными стержнями (хомутами) не
должно превышать наименьшую из следующих величин:
половину высоты балки;
при вязаных каркасах — 30 0, где 0 —диаметр поперечного
стержня (хомута), который обычно принимают равным 6—8 мм\
при сварных каркасах — 35 0, но не менее 200 мм во всех
случаях.
§ 2. ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЙ КОРПУС
Конструкция элементов корпуса определяется характером
внешних нагрузок, действующих на элемент, принятой систе¬
мой набора, технологией постройки, эксплуатационными требо¬
ваниями.
Днище, второе дно, палубы. Днище корпуса — один из наибо¬
лее нагруженных элементов (усилиями общего изгиба и гидро¬
статическим давлением). Армирование днища, в особенности разме¬
щение арматуры в обшивке, скуловых образованиях, узлах примы¬
кания к обшивке переборок, балок набора, должно допускать
высокую плотность укладки бетона в конструкцию, чтобы исключить
фильтрацию воды через днище.
149

Поэтому там, где позволяют условия трещиностойкости кон¬
струкции, необходимо использовать стали повышенной прочности,
что дает возможность сократить насыщение бетона арматурой и сде¬
лать конструкцию более технологичной. Особенно эффективно при¬
менение предварительно напряженной арматуры из высокопрочной
проволоки и прядей.
Следует стремиться не устанавливать в обшивку днища заклад¬
ные детали, к которым крепят сваркой оборудование, детали сле¬
сарного насыщения и т. п. и предусматривать фундаменты под обо¬
рудование, монолитно присоединяемые к днищу (см. рис. 70).
Конструкция донно-забортной арматуры, устанавливаемой в
днище, должна надежно исключать фильтрацию воды на участках
примыкания арматуры к бетону; вырезы в днище под донно-заборт¬
ную арматуру и т. п. должны быть усилены. На рис. 70 в качестве
примера показана рекомендуемая конструкция установки в днище
закладного стакана (патрубка).
Вуты на участках примыкания элементов набора, переборок
ит. п. к днищу обычно проектируют армированными и больших
размеров, по сравнению с вутами у палуб.
В наборе цистерн и пиковых отсеков корпуса предусматривают
голубницы, чаще круглые, реже прямоугольные. При поперечной
системе набора голубницы целесообразно располагать возле про¬
дольных связей между хомутами, голубницы не должны попадать
на основную продольную арматуру балок. Расстояние от кромок
голубницы до арматуры во всех случаях должно быть не менее
10 мм.
В междудонном пространстве корпуса обычно располагают цис¬
терны для хранения воды и топлива, что определяет особенности
конструирования второго дна. Так как второе дно снизу восприни¬
мает давление жидких грузов, а сверху — нагрузки от оборудова¬
ния, механизмов, полезных грузов и т. п., то в обшивке второго дна
обычно располагают двухрядную поперечную, а часто и двухряд¬
ную продольную арматуру.
Второе дно (находящееся ближе к нейтральной оси поперечного
сечения корпуса, чем днище) обычно армируют менее мощной про¬
дольной арматурой по сравнению с арматурой днища. Это позволяет
несколько сократить размеры поперечного сечения второго дна.
К конструкции второго дна (так же как и днища) предъявляют
особенно высокие требования: она должна быть непроницаемой.
Следует избегать сварки при установке оборудования на закладные
детали, располагаемые в обшивке второго дна, являющейся пере¬
крытием цистерн.
Оборудование на втором дне целесообразно размещать на спе¬
циальных фундаментах. На рис. 71 показана балка фундамента под
дизель-генер атор.
Чтобы предупредить появление воздушных подушек при запрес¬
совке цистерн междудонного пространства жидкими грузами, в
150

151

наборе второго дна необходимо предусматривать воздушные отвер¬
стия (голубницы).
На промежуточных и верхней палубах обычно устанавливают
много закладных деталей, предусматривают много отверстий и вы¬
резов, что усложняет технологию их изготовления. Поэтому реко¬
мендуется группировать закладные детали в панели, отдельные от¬
верстия — в общие вырезы.
Большое число вырезов со значительными размерами в плане
иногда делает затруднительным применение в промежуточных па¬
лубах предварительно напряженной арматуры. В таких случаях
целесообразность применения стержневой (струнной) предвари¬
тельно напряженной арматуры, обеспечивающей местную проч-
Рис. 71. Фундамент на втором дне
1 — верхняя часть фундамента; 2 — верхняя еетка; 3 — нижняя сетка; 4 — ниж¬
няя сетка фундамента
ность конструкции, следует определять на основании детальных
технико-экономических проработок.
Для крепления к палубам оборудования и дельных вещей часто
предусматривают специальные местные усиления конструкции.
На рис. 72 показана готовая секция верхней палубы, установ¬
ленная на стапеле.
Для стока воды обычно в поперечном сечении верхней палубы
на участках, не закрытых надстройками (рубками), предусматривают
уклон.
Поперечную арматуру обычно располагают ближе к наружным
поверхностям элемента, чем продольную арматуру, но не менее чем
на толщину защитного слоя. Поперечную арматуру в элементе
обычно располагают в два ряда (реже в один ряд), что вызвано по¬
ложением растянутой зоны бетона в сечении, изменяющимся в за¬
висимости от внешних нагрузок. Поэтому плиты этих элементов
корпуса армируют полуторными и двойными арматурными сетками
(рис. 60).
Толщину плит, размеры сечения ребер определяют при рас¬
чете прочности и трещиностойкости конструкций, главным образом
при расчете прочности на срез от местных расчетных нагрузок.
152

Толщину плит и сечения ребер этих элементов корпуса с целыо
снижения их веса часто определяют по пролетным изгибающим
моментам, которые обычно несколько ниже опорных, а для восприя¬
тия опорных изгибающих моментов и перерезывающих сил на опор¬
ных участках связей предусматривают вуты.
Расчет показывает, что набор корпуса судна из железобетона
с ненапрягаемой арматурой по поперечной системе позволяет полу¬
чить более легкие конструкции днищевых и палубных перекрытий»
Рис. 72, Секция верхней палубы, установленная на стапеле
по сравнению с аналогичными конструкциями при наборе корпуса
по продольной системе.
Еще более легкими оказываются конструкции днищевых и па¬
лубных перекрытий из железобетона с предварительно напряжен¬
ной продольной арматурой (напрягаемой на бетон) при наборе кор¬
пуса по поперечной системе.
В этом случае, по сравнению с аналогичной конструкцией, не¬
имеющей предварительно напряженной арматуры, вес элемента
можно уменьшить на 10/6.
Борта и продольные переборки воспринимают главные растяги¬
вающие напряжения, срез, а также напряжения, возникающие от
местных нагрузок.
Эти особенности работы вертикальных связей в конструкции
корпуса определяют их армирование и размеры поперечных сече¬
ний.
153

Предварительное напряжение арматуры в конструкции значи- .
тельно повышает ее жесткость, работу на растяжение, ударную I
прочность и трещиностойкость, поэтому борта и продольные пере- I
борки целесообразно выполнять из предварительно напряженного I
железобетона.	I
Предварительное напряжение желательно создавать в плоско- I
■сти конструкции двухосным, для чего продольное обжатие конструк- I
ции можно выполнять пучковой (стержневой) арматурой, попереч- I
ное — стержневой (струнной) арматурой.	I
Если борт (продольную переборку) армируют ненапрягаемой I
арматурой, необходимо стремиться к дисперсному распределению I
арматуры в элементе (в особенности в плитах).	I
Чтобы обеспечить прочность корпуса судна при действии ледо- I
вых нагрузок, целесообразно набирать борта по поперечной системе I
набора.	I
На рис. 73 приведены конструкции борта с предварительно на- 1
пряженной и обычной арматурой. Учитывая, что борт, особенно 1
на уровне переменной ватерлинии, интенсивно подвергается агрес- I
сивному действию воды, целесообразно при использовании ненапря- 1
женной арматуры в бортах применять арматурные стали с легирую- |
щими добавками (классов А-ІІ; А-Ш), обладающие повышенной
коррозионной стойкостью. При армировании бортов предварительно
напряженной арматурой рекомендуется использовать оцинкован¬
ные пряди.
Поперечные переборки обеспечивают совместно С палубами об- 1
щую поперечную прочность корпуса и воспринимают усилия от мест- 1
ных нагрузок.	'	1
Учитывая высокую жесткость переборок в своей плоскости, их |
армирование в основном определяют исходя из местных нагрузок: ;
давления грузов, аварийного напора и т. п. Набор переборки в за- J
висимости от соотношения ее размеров в плане может быть верти- (
кальным, горизонтальным или перекрестным. Применения пере- |
крестного набора следует избегать, как нетехнологичного.	|
Для армирования набора целесообразно использовать стержне- |
вую (струнную) арматуру, подвергаемую предварительному напря- I
жению, что позволит облегчить конструкцию и повысить ее жест- |
кость.	«
В поперечных переборках, обеспечивающих непотопляемость )
„ корпуса, предварительно напряженную арматуру рекомендуется |
располагать в одном направлении, определяемом плоскостью дей- |
ствия максимального изгибающего момента.	|
На рис. 74 приведена конструкция поперечной переборки, арми- І
рованной предварительно напряженной арматурой.	|
При армировании поперечных переборок ненапрягаемой арма- |
турой арматуру, воспринимающую растягивающие усилия от дей- 1
ствия расчетных изгибающих моментов, следует располагать в на- Я
правлении действия моментов, как можно ближе к наружным -|
154

4-4	g)	В-В
Рис. 73. Конструкция борта: а — с ненапряженной арматурой; б — с напряженной арматурой
1 — арматурный пучок; 2 — струнная арматура
155

поверхностям элемента. Аналогично следует располагать напрягав-,
мую арматуру.
При конструировании переборок необходимо учитывать, что
внешние нагрузки вне плоскости переборки будут действовать на
нее с двух сторон.
Известны случаи двухстороннего расположения набора по от¬
ношению к плоскости переборки в железобетонных судах. Тдкие
конструктивные решения переборок крайне нетехнологичны, и
применять их не следует.
Рис. 74. Поперечная переборка с напряженной арматурой
1 — струнная арматура; 2 — пучковая арматура
Восприятие растягивающих усилий от двухстороннего действия
внешних нагрузок следует обеспечивать при одностороннем распо¬
ложении набора и соответствующем армировании конструкции.
На рис. 75 показана конструкция переборки, армированной не¬
напрягаемой арматурой.
Ребра переборок следует присоединять к соответствующим про¬
дольным связям (стрингерам, кильсонам, карлингсам) либо, если
это невозможно, предусматривать у концов ребер (соединяющихся
с обшивкой) специальные подкрепления — продольные балки
длиной на одну шпацию.
При выполнении переборок безнаборной конструкции по их
периметру обычно предусматривают утолщение в виде ребер (рис. 76),
обеспечивающих надежное примыкание переборки к бортам, днищу
и другим связям корпуса.
156

Оконечности. Формы носовой и кормовой оконечностей зависят
от назначения судна. Оконечности стояночных судов следует проек¬
тировать с упрощенными обводами, оконечности транспортных су¬
дов могут иметь криволинейные обводы. Во всех случаях следует
Рис. 75, Поперечная переборка с обычной арматурой
стремиться выбирать формы оконечностей, допускающих их изго¬
товление из плоских или объемных секций. На рис. 77 показан набор
носовой оконечности стояночного судна с упрощенными обводами.
Рис. 76. Поперечная переборка безнаборного судна
Армирование и геометрические размеры сечений элементов око¬
нечностей определяют, учитывая гидростатические напоры в око¬
нечностях и силовые воздействия, которые испытывают оконечности
при движении судна на волнении.
157

При конструировании набора оконечностей желательно попереч-'
ное сечение шпангоута делать трапецеидальным, сохраняя шпанго<
утную рамку плоской (рис. 77), что позволяет уменьшить влияние
косого изгиба в элементах, расположенных наклонно к диаметраль¬
ной плоскости и мидель-шпангоуту.
Рис. 77. Набор носовой оконечности
В отдельных случаях набор располагают перпендикулярно к
обшивке, что искривляет шпангоутную рамку.
Плоские элементы оконечностей целесообразно армировать пред¬
варительно напряженной (струнной) арматурой, что значительно
повышает их ударную прочность.
Чтобы увеличить ударную прочность оконечностей, штевни в не¬
которых случаях защищают листовой сталью.
158

§ 3. НАДСТРОЙКИ И РУБКИ
Палубные надстройки делят на легкие и прочные в зависимости
от их участия в обеспечении общей продольной прочности корпуса.
К прочным относят палубные надстройки, участвующие в обес¬
печении общей продольной прочности (включаемые в эквивалентный
брус), надежно связанные с корпусом; длина их непрерывной части
вдоль диаметральной плоскости составляет не менее двух высот
надстройки в каждую сторону от рассматриваемого сечения.
Прочные надстройки должны опираться не менее чем на три по¬
перечных переборки, а их продольные стенки следует располагать
над бортами или продольными переборками.
Чтобы надстройки участвовали в обеспечении общей прочности
корпуса, следует их палубы и боковые стенки делать непрерывными
на всем протяжении; уступы допустимы на расстоянии не более двух,
высот надстройки от ее концов.
Систему набора прочных надстроек, конструкцию плит обшивки
необходимо определять, учитывая участие в общем изгибе корпуса,,
а также усилия, возникающие в элементах нижних ярусов надстроек
от действия на них верхних ярусов и других местных нагрузок.
Набор поперечных стенок надстроек выполняют вертикальным
и совмещают его с поперечным набором основного корпуса.
Для армирования элементов надстроек, участвующих в обеспе¬
чении общей продольной прочности корпуса, целесообразно ис¬
пользовать предварительно напряженную арматуру.
Легкие надстройки и рубки не участвуют в обеспечении общей
продольной прочности корпуса, поэтому их часто разделяют по длине -
на отдельные короткие объемные блоки.
При выборе форм поперечного сечения надстроек рекомендуется
преимущественно проектировать упрощенные обводы, причем все
закрытые участки палуб следует предусматривать горизонтальными,
открытые участки — в виде плоскостей, имеющих уклон к бортам.
§ 4. СОЕДИНЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Соединения элементов корпуса. Конструкции соединений эле¬
ментов корпуса определяют при расчетах прочности, трещиностой¬
кости и разработке технологии постройки корпуса. Соединения
элементов конструкции представляют собой узлы, в которых моно¬
литно примыкают один к другому элементы набора и плиты, рабо¬
тающие на изгиб в одной плоскости или в разных плоскостях. Узлы
подразделяют на плоские, угловые, тавровые, крестовые. Жела¬
тельно, чтобы на пересечения элементов корпуса не попадали стыки
секций, а также стыки арматуры.
Чтобы обеспечить восприятие опорных изгибающих моментов,
а также предупредить концентрацию напряжений в углах пересе¬
чения балок ферм и рам, обычно предусматривают кницы — вуты,
159-

реже фаски. Часто вуты предусматривают также в узлах Пересе-1
чения продольного и поперечного набора, в особенности при сое- 3
динении балок, резко отличающихся по жесткости. Пересечение |
армируют, соединяя по контуру узла арматуру пересекающихся 1
балок. На рис. 78 показано армирование пересечений балок, ра- |
ботающих на изгиб в одной плоскости и в разных плоскостях. |
В узлах примыкания предварительно напряженных элементов 1
набора для армирования вутов предусматривают специальные
арматурные стержни, не подвергаемые предварительному напря¬
жению. Пересечения плит выполняют на элементах набора, а
также и путем непосредственного примыкания плит.
На рис. 79 показана схема узла примыкания плиты, введенной
в рамку тех балок набора, в плоскости которых она установлена.
Рис. 78. Пересечение балок набора
Если пересечение плит оформляют без усиления балкой, его
можно выполнить так, как показано на рис. 80.
При угловых соединениях плит их арматуру можно стыковать
в месте соединения. В этом случае стык арматуры следует выпол¬
нять с помощью сварки, а если сварка невозможна, арматуру не¬
обходимо перепустить из одной плиты в другую на расстояние не
менее 25 диаметров (рис. 81). При этом рекомендуется внутрен¬
ний угол укреплять армированной фаской размерами 50x50 мм.
Если плиты, пересекаясь, образуют тавр, то арматура должна
быть заанкерована в плоскости этой плиты. Анкеровку можно вы¬
полнить либо путем отгибов концов арматурных стержней (рис. 82)
160
либо путем приварки к прямым концам арматуры анкерующих
стержней, укладываемых между сетками (рис. 83).
При крестообразных пересечениях плит их арматура не должна
прерываться.
Межсекционные соединения. К межсекционньш соединениям,
или, как их еще называют, узлам примыкания секций, стыкам,
предъявляют те же требования, что и к соединяемым сборным желе¬
зобетонным элементам корпуса (прочность, непроницаемость, долго¬
вечность и т. д.).
Межсекционные соединения корпуса омоноличивают на стапеле.
Омоноличивание — трудоемкая операция, включающая арматур¬
ные, сварочные, бетонные работы, причем в настоящее время на
большинстве верфей механизация отдельных работ низка.
Рис. 79. Пересечение плит на балке
Поэтому при разбивке корпусов судов на секции, при конструи¬
ровании межсекционных соединений необходимо обеспечить мини¬
мальный объем стапельных работ. Этого можно достичь в первую
очередь, сокращая протяженность межсекционных соединений, обес¬
печивая простоту и унификацию их конструкций, внедряя высоко¬
производительные методы сварки, комплексную механизацию
бетонных работ, применяя инвентарную сборно-разборную опа¬
лубку и т. п. Конструкции арматурных каркасов межсекционных
соединений рекомендуется проектировать, предусматривая возмож¬
ность их изготовления вИ е стапеля и установки в готовом виде.
11 Заказ № 2329	161

Выбор межсекционных соединений той или иной судовой кон¬
струкции обусловлен схемой разбивки корпуса на секции, принятой
при проектировании каждого судна.
Схема разбивки корпуса на секции в свою очередь зависит от
ряда факторов, основные из них — конструкция корпуса и отдель¬
ных его элементов, принципиальная технология постройки корпуса
(сборный, сборно-монолитный методы постройки), максимальная
грузоподъемность краново-транспортного оборудования верфи-
Рис. 80. Пересечение плит
строителя и т. д. При проектировании и разбивке корпуса на сек¬
ции необходимо стремиться к максимальной унификации секций
по типоразмерам, к тому, чтобы конструкция секции обеспечивала
простоту ее изготовления, прочность, транспортабельность, удоб¬
ство монтажа на стапеле.
162

Разбивку корпуса на секции выполняют, стремясь к минималь¬
ному использованию лесов и других устройств при монтаже секций
на стапеле. Желательно, чтобы при монтаже сборные элементы кор¬
пуса поддерживали один другой и после скрепления (сварки) мон¬
тажных закладных деталей (арматурных выпусков) образовывали
устойчивую конструкцию.
Рис. 81. Арматурный стык с перепуском арматуры
Для удобства сборки на стапеле целесообразно применять вер¬
тикальные секции на всю высоту корпуса: размеры секций палуб
следует назначать, учитывая удобство их опирания на борта и пере-
СВоркл
Рис. 83. Арматурный стык с при¬
варкой
секции необходимо стремиться
на
Рис. 82. Арматурный стык с отги¬
бами
При разбивке корпуса судна
располагать межсекционные соединения в наименее напряженных
сечениях корпуса судна, а также обеспечить удобство выполнения
межсекционных соединений.
11*
163

В зависимости от конструкции корпус судна может быть разбит
на плитные и ребристые секции.
В качестве примера рассмотрим разбивку на плитные секции
корпуса дока (грузоподъемностью 6000 т) безнаборной конструк¬
ции. Постройку корпусов этих судов ведут сборно-монолитным
методом. Монолитным способом изготавливают все горизонтальные
элементы доков: днище, стапель-палубу, топ-палубу, палубу безо¬
пасности. Из сборных элементов выполняют переборки понтона
и башен, а также часть борта и транцы. Монолитные палубы изго¬
тавливают после того, как выставлены вертикальные секции.
И — проницаемая переборка (шпангоутная рама); 2 —непроницаемая переборка;
3 — торцовая переборка
На рис. 84 показаны секции переборок понтона и башен дока.
Все секции плоские и могут изготавливаться на плоских, очень
простых по конструкции формах-матрицах. .
Для изготовления ребристых секций ребрами вниз нужны бо¬
лее сложные формы-матрицы, что влечет за собой повышенный рас¬
ход металла на их изготовление. Поэтому при разбивке на секции
корпусов судов наборной конструкции особое внимание уделяют
тому, чтобы у унифицированных секций бетонные сечения ребер
и расстояния между ними были одинаковыми.
На рис. 85—87 показаны ребристые секции морского судна. По
периметру секции видны монтажные арматурные выпуски, необхо¬
димые для омоноличивания межсекционных соединений на стапеле.
Для удобства монтажа секций и переноса их кранами преду¬
сматривают закладные детали — трубки, рымы и прочее.
:іб4

Количество закладных деталей, устанавливаемых в одной сек¬
ции для ее перемещения при монтаже, назначают при расчете проч¬
ности секции на монтажные нагрузки.
Конструирование межсекционных соединений. Соединения сек¬
ций между собой либо с монолитными элементами корпуса выпол¬
няют сваркой внахлестку или на промежуточных соединительных
деталях, затем соединения
омоноличивают бетоном.
В зависимости от распо¬
ложения продольной оси
стыка по отношению к диа¬
метральной плоскости кор¬
пуса межсекционные соеди¬
нения делят на
продольные, соединяю¬
щие секции в продольном
направлении;
поперечные, соединяю¬
щие секции в поперечном
направлении.
Чтобы повысить жест¬
кость и непроницаемость
поперечных межсекцион¬
ных соединений, а также
обеспечить общую продоль¬
ную прочность корпуса,
выполняют общее продоль¬
ное обжатие корпуса арма¬
турными пучками. В от¬
дельных случаях возможно
и общее поперечное обжа¬
тие продольных соединений
прядями или пучками.
По конструкционному
выполнению различают
следующие межсекционные
соединения:
Рис. 85. Секции борта
арматурные, выполняе¬
мые путем перепуска арматурных выпусков без сварки либо свар¬
кой арматурных выпусков внахлестку и с накладкой (рис. 88);
комбинированные, выполняемые путем сварки арматурных вы¬
пусков с закладными деталями (рис. 89);
. на закладных деталях, выполняемые путем сварки закладных
планок (рис. 90).
В зависимости от расположения соединяемых секций межсек¬
ционные соединения подразделяют на плоские, угловые, тавровые,,
крестовые. .
165

Рис. 86. Секции продольной переборки, установленные на стапеле
Рис..87. Секции поперечной переборки и борта, установленные на
стапеле
166

167

В железобетонном судостроении наиболее широкое применение
находят арматурные и комбинированные межсекционные соедине¬
ния.
Для соединения секций можно использовать арматурные вы¬
пуски как основных сеток соединяемых элементов, так и закладных
стержней, специально устанавливаемых в секции.
Закладные арматурные выпуски должны быть надежно заанке-
рованы в бетоне секции, для чего длину заделки сжатых стержней
принимают равной не менее двадцати диаметрам, а растянутых
стержней — не менее тридцати диаметрам.ч
Рис. 90. Соединение секций на закладных планках
1 — закладная деталь
Чтобы обеспечить точность монтажа Закладных арматурных
выпусков и ускорить его, в арматурном цехе их заранее привари¬
вают точечной сваркой к специальным монтажным стержням, ко¬
торые вместе с выпусками образуют арматурные каркасы (рис. 91, а),
устанавливаемые в секциях.
Диаметр монтажного стержнй принимают равным диаметру
выпусков.
Монтажные стержни часто применяют в качестве анкерующих
стержней, в особенности при установке выпусков в тавровые и уг¬
ловые соединения. В этом случае арматурные каркасы могут пред¬
ставлять собой конструкции, показанные на рис. 91, в.
Иногда к арматурным каркасам выпусков приваривают спе¬
циальные анкерующие стержни-коротыши (рис. 91, б), если это
вызвано технологической необходимостью.
Площадь поперечного сечения анкерующего стержня (или сумма
площадей поперечных сечений двух стержней) должна быть не ме¬
нее площади поперечных сечений арматурных выпусков, подвер¬
гаемых анкеровке.
Кроме выпусков, в армирование комбинированных межсекцион¬
ных соединений включают также и закладные детали, которые из¬
готавливают из стали Ст. 3.
168

Закладные детали можно устанавливать как по торцам, так и на
других поверхностях секций, входящих в омоноличиваемый узел.
Размеры, форма и количество закладных деталей в стыке опре¬
деляются прочностными, конструктивными и технологическими тре¬
бованиями к соединению, причем очень важно предусмотреть воз¬
можность размещения на планке сварных швов или выбранного
количества сварных точек.
Толщина закладных планок, устанавливаемых по торцам соеди¬
няемых элементов, должна быть не менее 5 мм, причем площадь
сечения планки необходимо определять исходя из условия равно»
прочности планки с арматурными выпусками, приваренными к ней.
Закладные планки, устанавливаемые в секции, следует прива¬
ривать к арматуре сеток или заанкеровывать в бетоне с помощью
специальных анкерующих стержней. Согласно правилам конструи¬
рования и технологии выполнения межсекционных соединений при
постройке корпусов железобетонных судов толщина планок заклад¬
ных деталей, устанавливаемых на плоскости секции, зависит от диа¬
метра анкерующих стержней и должна назначаться в соответствии
со следующим условием:
Зп —0,25d—,
т
где от — предел текучести стали анкерующих стержней, кг/см2-,
т — предельное сопротивление стали планок на срез, которое-
можно принимать равным 0,57/; / — предел текучести
стали планки, кг/см2;
d — диаметр анкерующих закладную планку стержней.
169>

Диаметры стержней, анкерующих в бетоне закладную планку
стыкуемых элементов, необходимо определять, учитывая условие '<
восприятия стержнями растягивающих и сдвигающих усилий.
Площадь сечения анкеров, воспринимающую растягивающее
усилие, Fa определяют по формуле
F с
-Fa = ^z,
ат
где Fa — площадь сечения растянутой арматуры конструкции, при¬
варенной к закладной детали, см2',
а' — предел текучести растянутой арматуры конструкции, при¬
варенной к закладной детали, кг/см2',
<зт — предел текучести арматуры анкерующих стержней, кг/см2.
Площадь сечения анкеров, воспринимающих сдвигающую силу,
находят по приближенной формуле
где Q — сдвигающая сила, кг\
<зт—предел текучести стали анкерующих стержней, кг/см2',
т) — коэффициент трения металла по бетону, который допу¬
стимо принимать равным 0,7.
Диаметры анкерующих стержней назначают в пределах
8—16 мм. Анкерующие стержни выполняют из арматурной стали
периодического профиля, причем их длина в сжатой зоне бетона
должна быть не менее двадцати диаметров, а в растянутой — не ме¬
нее тридцати.
Если конструкция секции не позволяет выполнить заделку не¬
обходимой длины, то концы анкерующих стержней снабжают ан¬
керными шайбами размерами 40x40x5 мм или отрезками
стержней длиной 30—50 мм, диаметром не менее 8 мм, приваривае¬
мыми перпендикулярно к анкерующим стрежням. Детали, воспри¬
нимающие сдвигающие усилия, должны иметь не менее четырех
анкерующих стержней, располагаемых в два ряда.
Конструкции закладных планок, используемых в железобетон¬
ном судостроении, нормализованы. В специальных нормативных
документах даны указания, ограничивающие область применения
планок той или иной конструкции.
Арматурные выпуски в изгибаемых элементах, не сваренные
в районе межсекционного соединения, должны быть заанкерованы
в бетоне (омоноличивающем межсекционное соединение) на длину
не менее 30 диаметров. Эти выпуски стыкуемых элементов необхо¬
димо плотно прижать друг к другу скрутками из вязальной прово¬
локи. Выпуски стержней из гладкой арматуры в этом случае снаб¬
жают по концам крюками.
170

Такая конструкция соединения арматурных выпусков допу¬
стима, если диаметр стержней не превышает 8 мм. При больших
диаметрах стыкуемых стержней следует использовать сварку. Сое¬
динение арматурных выпусков между собой, а также с промежуточ¬
ными стержнями с помощью сварки следует выполнять в соответст¬
вии с рис. 56.
Согласно правилам конструирования межсекционных соедине¬
ний рекомендуется соединять закладные планки с помощью сварки
электродуговыми точками (рис. 92).
Размеры электроду го вых точек при этом необходимо принимать
равными Ьт = 1г — 14—18 мм; /іт = 6—8 мм, расстояние между
осями точек 30 мм, а расстояние между осью крайней точки и тор¬
цом планки — не менее 15 мм.
Несущую способность сварного точечного шва определяют по
формуле
NCB = Tjnp,
где 17 — коэффициент, учитывающий неравномерность распределе¬
ния усилий между отдельными точками;
для шва, расположенного параллельно линии действия силы,
т! = 0,6 —0,7,	-
для шва, расположенного перпендикулярно линии действия
силы,
= 0,75 —0,8;
п — число точек в шве;
р ■— несущая способность одной точки.
Несущую способность одной точки при ручной электродуговой
сварке планок толщиной 5 мм принимают
при сварке в нижнем положении рг = 3000 кг;
при сварке в вертикальном положении рх = 1800 кг.
171

Количество точек в сварных точечных швах определяют, учиты¬
вая условия передачи ими усилий, соответствующих браковочному
минимуму предела прочности стержней, приваренных к закладным
планкам.
Закладные детали можно также сваривать сплошными и преры¬
вистыми швами, размеры которых определяют в соответствии с дей¬
ствующими нормативными документами.
Для удобства выполнения сварочных и бетонных работ следует
назначать расстояние между омоноличиваемыми в узле элементами
Рис. 93. Соединение секций верхней палубы
не менее 10—15 см, причем, если в узле арматурные выпуски сое¬
диняют сплошными сварными швами, конец шва должен находиться
от поверхности бетона соединяемых конструкций на расстоянии не
менее 50 мм.
Бетонное сечение межсекционного соединения не должно иметь
прямых или острых углов; на этих участках сечения обязательно
должны устраиваться вуты или фаски размером не менее 25 мм.
Вуты, определяемые по расчету, могут иметь большие размеры,
их армируют вутовой арматурой.
Межсекционные соединения плит в одной плоскости преимуще¬
ственно выполняют путем сварки арматурных выпусков, а также
и без нее. На рис. 93 и 94 показаны конструкции межсекционных
соединений палубных и бортовых плит в одной плоскости. На
рис. 93 видна закладная деталь для стенки надстройки и несколько
закладных планок для крепления оборудования, на рис. 94 — со¬
стыкованный металлический привальный брус.
172

173

Выпуски в стыке сваривают односторонним (реже двухсторон¬
ним) швом внахлестку с перепуском на расстояние, равное 8—10
диаметрам, или с помощью соединительных накладок. Применение
накладок несколько облегчает монтаж секций, однако значительно^-
увеличивает объем сварки. После сварки выпусков укладывают
перпендикулярные к ним стержни другого направления для полного'
восстановления сетки в месте
стыка.
Для удобства выполнения
стыка, а также монтажа секций
рекомендуется выносить стык
секций борта с секциями днища
и палубы на горизонтальную
плоскость, как показано на
рис. 95.
Если по конструктивным,
соображениям в районе палуб¬
ного стрингера и ширстрека не¬
обходимо разместить большое
количество продольной армату¬
ры, то иногда выполняют угло¬
вые соединения палубы с бортом
(см. рис. 96). Так же можно
выполнять угловые соединения
борта с транцем и борта с дни¬
щем.
Тавровые стыки плит (пере¬
борки с бортом, с днищем и т. д.)
проектируют, предусматривая
Рис. 96. Соединение секций борта сварку как арматурных выпус-
с палубой	ков, так и закладных деталей
(см. рис. 89, 90).
При этом стык, показанный на рис. 90, можно использовать для
присоединения плиты секций к плоской забетонированной ранее
детали, например переборки — к монолитному днищу или борту.
Для соединения секций выгородок с палубой или бортом можно
использовать конструкцию, приведенную на рис. 89.
Крестовые стыки пересекающихся секций переборок в зависимо¬
сти от местоположения стыка и условий монтажа можно выполнять
как с помощью сварки арматурных выпусков, так и комбинирован¬
ными. Рекомендуется преимущественно использовать конструкции
крестовых стыков, показанные на рис. 97.
В межсекционных соединениях из предварительно напряжен¬
ного железобетона арматурную проволоку сваривать нельзя.
Поэтому все сварочные операции выполняют с арматурными
стержнями из Ст. 3 или Ст. 5, дополнительно закладываемыми
в секцию в районе стыка. В качестве примера на рис. 98 при¬
174

веден узел примыкания секции из предварительно напряженного
железобетона.
Стыки сборных конструкций из предварительно напряженного
железобетона рекомендуется обжимать с помощью сквозных пучков
(прядей), пропускаемых вдоль всего корпуса судна.
Рис. 97. Соединение плит продольных и поперечных переборок
Арматурные пучки в районе стыков продольных балок набора-
необходимо прокладывать в металлических трубках (рис. 99).
Чтобы предупредить смещение трубок, в районе соединения
ставят сварные сетки из стали Ст. 3 0 6—8 мм, которые прихваты¬
Рис. 98. Соединение предвари¬
тельно напряженных секций
Рис. 99. Соединение продольных
предварительно напряженных
балок
/ — труба; 2 —. канал
вают электросваркой к трубкам и ненапряженной арматуре стыков.
Конструкция трубок не должна допускать их засорения при укладкщ
и уплотнении бетона.
Конструкции межсекционных соединений необходимо проверять,
на прочность и раскрытие трещин. Методика проверки прочности
175,

я трещиностойкости этих конструкций не отличается от методики,
принятой для расчета монолитных конструкций.
В стыковых соединениях предварительно напряженных кон¬
струкций раскрытие трещин недопустимо. Соединения таких кон¬
струкций должны удовлетворять условию
' /?рк < 0,5/?р,
тде 7?р — предел прочности бетона на растяжение;
7?рк — максимальное растягивающее напряжение в зоне меж¬
секционного соединения.
§ 5. СОЕДИНЕНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
С МЕТАЛЛИЧЕСКИМИ
На железобетонных судах оборудование, механизмы, трубопро¬
воды и другие различные металлические конструкции крепят к бе¬
тонным поверхностям с помощью закладных деталей. Закладная
Рис. 100. Закладная плаика
1 — планка; 2 — стержень ® 10 п
Рис. 101. Закладная планка
1 — планка; 2 — стержень ® 10 п;
3 — иижняя планка
деталь представляет собою металлическую конструкцию, помещен¬
ную в бетонную поверхность и закрепленную в ней с помощью ан¬
керующих стержней. По форме, размерам и назначению закладные
детали весьма разнообразны. Из закладных деталей наиболее часто
применяют закладные планки. Они служат для приварки судового
оборудования, подвесок трубопроводов, кассет и панелей электро¬
кабелей, шпилек обрешетника и зашивки, фундаментов под меха¬
низмы и оборудование. Рекомендуется использовать закладные
планки следующих четырех типов.
Закладные планки с прямыми стержнями периодического про¬
филя длиною 30 мм (см. рис. 100) используют для крепления к кор¬
пусу деталей слесарного насыщения комингсов легких выгородок,
подвесок трубопроводов, кассет и прочих деталей оборудования ве¬
176

Сом до 100 кг, кроме фундаментов всех видов. Эти плайКи выполняют
с двумя, тремя и четырьмя анкерующими стержнями, размеры пла¬
нок 100 X 70, 150 X 70 и 200 X 70 мм. Держащая сила этих планок
колеблется в пределах 1400—2000 кг.
Планки с прямыми стержнями длиною 150 мм и со стержнями
длиною 50 мм, имеющими на концах приваренные металлические
пластины (см. рис. 101), используют для приварки фундаментов и
деталей под тяжелое оборудование.
Рис. 102. Закладная планка
1 — планка; 2 — стержень st 10 п
Рис. 103. Закладная планка
1 — планка; 2 — стержень
Размеры планок с прямыми стержнями 100 X 70 X 6, 150 X
X 70 X 6, 200 X 70 X 6, планок со стержнями и приваренными
пластинами — 150 X 100 X 6 и 200 X 100 X 6. Держащая сила
первых планок составляет 3500—4000 кг, вторых — 8000—10 000 кг
(рис. 102).
Планки с гибкими анкерами, расположенными как показано на
рис. 103, применяют в тех случаях, если невозможно установить
планки, рассмотренные выше. Держащая сила этих планок колеб¬
лется в пределах 1700—2000 кг на одну планку.
При установке закладных планок следует учитывать, что при
приварке к ним деталей слесарного насыщения бетон под планкой
теряет свою прочность и плотность. Поэтому на поверхности,
постоянно соприкасающиеся с водой (борта, переборки цистерн),
Закладные планки следует устанавливать с заранее приваренными
к ним деталями слесарного насыщения. На поверхностях, периоди¬
чески смачиваемых водою, — на палубах, водонепроницаемых
Ѵв'2 Заказ № 2329	1 77

переборках — разрешается приварку к закладным деталям выпол¬
нять точечным и прерывистым швами.
Для крепления предметов оборудования и фундаментов к бал¬
кам набора используют закладные детали в виде трубок, пропус-
Рис. 104. Закладная трубка
1 — трубка; 2 — анкерующий стержень
каемых сквозь ребро (см. рис. 104). Диаметры их могут быть самыми
различными. Для крепления предметов оборудования в них заво¬
дят болты.
Рис. 105. Установка закладного стакана
1 — закладной стакан; 2 — гребенка; 3 — арматурная сетка; 4 — изогну¬
тый стержень; 5 — стержни, устанавливаемые прн монтаже
Трубы, трассы электрокабелей пропускают через бетонные по¬
верхности при помощи закладных коробок и стаканов. Как и в ме¬
таллическом судостроении, стаканы подразделяют на донные, борто¬
вые и переборочные. В отличие от стаканов, используемых в метал¬
лическом судостроении, закладные стаканы, устанавливаемые на
178

железобетонных судах, имеют не один присоединительный фланец,
а два,— расположенных один от другого на расстоянии, равном
толщине'бетонной поверхности (см. рис. 105). На бетонных поверх¬
ностях, все время находящихся под давлением воды, стаканы должны
быть прочно заанкерованы. Арматура стаканов, имеющая большие
диаметры, должна быть расположена так, чтобы не ослаблять ар¬
матуру плиты. Поэтому к стакану приваривают арматурные гре¬
бенки (см. рис. 105), стержни которых сваривают с рабочей арма¬
турой плиты.
Для крепления иллюминаторов, арматуры судовых систем и
трубопроводов, сальников для электрокабелей, рамок дверей, гор-
Рис. 106. Установка закладной коробки
1 — закладная коробка; 2 — гребенка; 3 — стержни, устанавливаемые
при монтаже; 4 — арматурная сетка плиты
ловин и т. п. применяют круглые и прямоугольные закладные ко-
робки (см. рис. 106). Так же, как и закладные стаканы, закладные
коробки должны быть прочно соединены с рабочей и распределитель¬
ной арматурой плиты. С этой целью к коробке приваривают
гребенку, стержни которой соединяют со стержнями арматуры
плиты (см. рис. 106). Необходимо учитывать плохую сопротивляе¬
мость судостроительного бетона высоким температурам; поэтому
место приварки деталей насыщения к коробкам должно находиться
от кромки бетона на расстоянии не менее 50 мм.
На железобетонных судах применяют также много специальных
закладных деталей. Например, для установки деталей устройств,
кнехтов, киповых планок, стопоров предусматривают специальные
закладные фундаменты (см. рис. 107, 108). На рис. 108 видны анке¬
рующие стержни, заведенные между арматурой палубы и специаль¬
ным усилением. Закладные фундаменты используют в тех случаях,
когда на железобетонную конструкцию необходимо передать боль¬
шие усилия, а разместить под фундаментом достаточное количество
планок невозможно.
7а12*
179

Рис. 107. Закладной фундамент под кнехт, установленный на палубе
н забетонированный
Рис. 108. Закладной фундамент под кнехт, подготовленный к бетони¬
рованию
180

В отличие от аналогичных фундаментов для металлических су¬
дов эти закладные фундаменты имеют нижнюю усиленную плиту,
в которую вварены анкерующие стержни. Нижнюю плиту таких
фундаментов обычно выполняют из толстолистового металла 5 =
= 16—20 мм, анкерующие стержни принимают диаметром
12—25 мм. Для надежного закрепления в плите высверливают от¬
верстия, в которые вставляют стержни и обваривают их по периметру
сверху и снизу. Длину стержней принимают равной 30 диаметрам.
Закладные фундаменты обычно устанавливают на соответствующие
Рис. 109. Установка люка шахты схода
бетонные фундаменты или усиления. Если высота усиления недо¬
статочна для размещения анкерующих стержней, длина стержней
может быть меньше 30 диаметров, но в этом случае на концы анке¬
рующих стержней следует приваривать планки или отрезки арма¬
туры, располагая их ось поперек оси стержня.
Специальные закладные детали устанавливают под надстройки.
Такая закладная деталь представляет собою балку швеллерного
сечения (см. рис. 93), нижнюю полку балки анкеруют при помощи
стержней с планками в бетоне. К верхней полке приваривают стенку
и набор надстройки.
Специальными закладными деталями оформляют вырезы в бе¬
тонных перекрытиях. Обычно такие детали представляют собою
угольник или швеллер с приваренными к нему анкерующими стерж¬
нями, которые в напряженных конструкциях, например на верхней
палубе, сваривают со стержнями арматуры перекрытия, в ненапря¬
женных конструкциях — их просто заводят в бетон.
181

В отдельных случаях металлические конструкции устанавли¬
вают и анкеруют в бетоне без промежуточных закладных деталей
(планок, коробок), например шахты, тамбуры, сходные люки. На
рис. 109 показана установка входного люка. На рисунке видны
арматурные стержни, непосредственно приваренные к комингсу и
заведенные между стержнями арматуры палубы и приваренные
к ним. Верхние стержни армируют подливку, которую выполняют
вокруг люка, чтобы предохранить комингс от коррозии.
§ 6. ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО
СУДОСТРОЕНИЯ
В СССР железобетонное судостроение развивается планомерно
и опирается на результаты научных исследований в условиях ши¬
рокого обмена опытом между проектными организациями, верфями-
строителями и научно-исследовательскими организациями.
Многолетний опыт эксплуатации в СССР железобетонных доков,
речных стояночных и единичных транспортных судов позволяет
сделать вывод о надежности и долговечности железобетонных судов
и плавучих средств. Как уже было сказано, железобетон — перспек¬
тивный судостроительный материал, позволяющий создавать суда
и плавучие сооружения новых типов, остро необходимые народному
хозяйству СССР.
Так, установлена целесообразность создания плавучих бетонно¬
растворных заводов, мастерских, складов материалов, компрес¬
сорных и электрических станций.
Особое значение для народного хозяйства страны имеет своевре¬
менное докование судов морского флота, который быстро разви¬
вается, в связи с чем ведутся работы, связанные с созданием совре¬
менных железобетонных доков различной грузоподъемности. Осо¬
бого внимания заслуживают конструкции доков подъемной силой
12, 16 и 24 тыс. т.
Научно-исследовательские работы, связанные с созданием но¬
вых материалов для железобетонного судостроения — легких бе¬
тонов, армоцемента, стеклоцемента — а также с улучшением кон¬
струкций корпусов и технологии постройки, открыли возможность
экспериментального проектирования транспортных железобетон¬
ных судов некоторых типов.
Из армоцемента и легких бетонов целесообразно строить следую¬
щие несамоходные транспортные железобетонные суда:
речные баржи для перевозки химических удобрений:
морские сухогрузные баржи;
баржи рейдового назначения;
нефтеналивные баржи;
баржи для снабжения судов водой;
рейдовые мусороотвозные шаланды;
баржи для сбора фекальных отходов;
182

речные и озерные баржи-площадки;
речные и озерные шаланды.
Постройка этих транспортных судов, учитывая потребность
страны в стали, имеет большое значение.
Проектирование и постройка таких судов должны быть основаны
на научных исследованиях. Основными проблемами при этих на¬
учно-исследовательских работах следует считать
1)	разработку новых судовых конструкций и совершенствование
конструктивных решений;
2)	создание новых высокоэффективных материалов для корпусов
судов из бетона с металлической и неметаллической арматурой;
3)	разработку методов и норм расчета прочности конструкций
корпуса из новых видов материалов, совершенствование методов
расчета прочности судовых железобетонных конструкций;
4)	создание новых технологических процессов, высокопроизво¬
дительного оборудования и методов контроля качества постройки
железобетонных судов из новых видов материалов.
Новые судовые конструкции разрабатывают с учетом специфи¬
ческих особенностей работы бетона в сооружении.
Перспективны работы, связанные с созданием корпусов судов
из предварительно напряженного высокопрочного легкого бетона,
армоцемента, применение оболочечных конструкций.
Создание корпусов судов по типу цилиндрических оболочек от¬
крытого и замкнутого поперечного профиля позволяет более полно
использовать работу бетона в конструкции на сжатие при действии
распределенных по периметру сечения внешних сил. Проработки
показали эффективность таких решений при создании надводных и
подводных судов для хранения и перевозки жидких, сыпучих и
мелкоштучных грузов.
Большое значение имеет усовершенствование существующих
конструкций корпусов судов — унификация сборных элементов;
сокращение расхода стали на корпус благодаря применению более
рациональных схем армирования и использованию сталей с повы¬
шенными прочностными показателями; повышение технологично¬
сти конструкций межсекционных соединений.
В результате исследований установлено, что технологичность
конструкций корпуса можно значительно повысить, сокращая ко¬
личество арматурной стали в межсекционных соединениях и выпол¬
няя часть элементов корпуса безребристыми.
Большие возможности снижения расхода стали и трудоемкости
постройки заключают работы, связанные с выбором клеев и техно¬
логии приклейки деталей насыщения к железобетонному корпусу.
Для приклейки деталей насыщения могут найти применение клеи,
полученные на основе эпоксидных смол.
Нормативные методы расчета прочности и запасы прочности,
используемые при проектировании корпусов железобетонных су¬
дов, основаны на расчете прочности железобетонных конструкций
183
Ь

Но разрушающим нагрузкам, что позволяет оценить несущую спо¬
собность элементов корпуса только в момент разрушения. Испыта¬
ния, пока единичные, корпусов морских железобетонных судов на
прочность (особенно дока длиной 130 м и подъемной силой 6500 т
на океанской волне) показывают, что корпуса железобетонных пла¬
вучих сооружений выдерживают действие эксплуатационных на¬
грузок без повреждений, причем прогибы корпусов говорят о зна¬
чительных резервах принятых запасов прочности.
В настоящее время ведутся научно-исследовательские работы
с целью усовершенствования принятых методов расчета прочности
и снижения коэффициентов запаса прочности. Исследования пока¬
зали, что нормативные коэффициенты запаса прочности и трещино¬
стойкости конструкций можно снизить, если более полно учитывать
особенности работы материала в конструкциях и уточнять дейст¬
вующие нагрузки.
В этом отношении большую перспективу открывает использова¬
ние метода расчета прочности корпуса по предельным состояниям.
Расчет прочности железобетонных конструкций по предельным со¬
стояниям может позволить снизить коэффициенты запаса прочности
на 10—15%. Чтобы успешно закончить эти исследования, необхо¬
димо накопить результаты многих испытаний общей и местной проч¬
ности корпусов морских судов; это выполнимо в ближайшие годы.
Экономического эффекта также, видимо, можно достичь при
дифференциальном выборе коэффициента запаса прочности кор¬
пуса — в зависимости от назначения судов. Например, пересмотр
единых коэффициентов запаса, назначаемых для транспортных
судов и судов стояночных, видимо, позволит сократить стоимость
корпусов стояночных судов не менее чем на 5—6%.
Большие перспективы в железобетонном судостроении откры-
-вает применение новых видов материалов: армоцемента, стекло¬
цемента, неметаллической арматуры, высокопрочных легких и тяже¬
лых бетонов, приготовленных на цементных и бесцементных вяжу¬
щих (пластбетоны).
Успехи железобетонного судостроения: новые конструктивные
решения, использование высокоэффективных материалов, примене¬
ние новых технологических процессов, внедрение высокопроизво¬
дительного оборудовании — позволяют считать перспективным
строительство в ближайшие годы всего стояночного флота страны,
морских транспортных судов некоторых типов (рейдового обслужи¬
вания) и большинства плавучих сооружений из железобетона.

ПРИЛОЖЕНИЕ 1
Пример выбора' главных размерений, элементов и водоизмещения
железобетонного судна
Задание
Спроектировать судно — плавучий склад для хранения продовольст¬
вия — 90 т, предметов вещевого и шкиперского снабжения—200 т. Материал
корпуса судна — железобетон. Судно несамоходное. Глубина акватории, на
которой будет эксплуатироваться,— 4 м.
Выбор главных размерений, элементов и водоизмещения в первом приближении
1)	Архитектурный тип. Принимается (исходя из обеспечения наилуч¬
ших условий эксплуатации) двухпалубное полнонаборное судно, энергети¬
ческая установка расположена в корме.
2)	Вид бетона. В качестве материала для строительства судна выбираем
тяжелый бетон марки 400.
3)	Форма корпуса. Принимаем корпус.с упрощенными обводами.
4)	Нагрузка судна. Переходные коэффициенты определяем по прототи¬
пам'.
ГМет = 0,042 т.]м3',	Гдв = 0,010	т[м3-,
Гейст = 0,015 т]м3',	Гоп = 0,019	т[чел-,
Рм = 0,130 т/л. с.;	Гу = 0,025	т{м3\
Гтвм=0,7 т/л. с.;	Гн = 10 т.
qK = 0,25 т[л. с,	•
Уравнение весов
1,1 L ВН (qK + Р мет + Г снег + Гдв + Г у)+ 1,1 Af [Рм + Р твм щ j +
-Г 1, ІпГрп + Гн + Ггр = "ftLBT.
Принимаем N — 250 л. с.; п = 30 человек; т = тг, тогда
■ftLBT — \,\LBH (0,25 + 0,042 4- 0,015 4- 0,010 -j- 0,025) =
= 1,1-250(0,13 4- 0,7)4- 10 + 290
или
LB (-fBT — 0,376Н) = 502.
5)	Главные размерения и водоизмещение
В
Принимаем -[=; 1; 6 = 0,86; — = 2,5; L = 10 (В — 5) и Т = 4 м — по
заданию.
13 Зака5 № 2329	185

Подставив принятые величины в уравнение, получим
10 (2,5• 4 — 5) • 2,5■ 4 (0,86 • 4 — 0,376//) = 502;
Н « 6 м; В = 2,5 м; Т = 2,5-4+ 10 л; LBH = 3000 м3;
L = 10(В — 5) = 50 л; D = -ftLBH = 0,86-1 -50-10-4 = 1720 m.
Уточнение главных размерений во втором приближении
Система набора. Исходя из условий размещения груза принимаем попе¬
речную систему набора; шпация а = 1 м.
ЭЛЕМЕНТЫ ОБШИВКИ И НАБОРА
Днище. Определяем усилия в днище. В результате эскизных проработок
и распределения нагрузки получен максимальный изгибающий момент на ти¬
хой воде М = 10 000 тм. Максимальная срезывающая сила V = 100 т.
Дополнительный изгибающий момент
SM = [k' + 0,02(1 + a)] L2BhB х 0,0255-2500-10-4 » 2500 тм.
Срезывающая сила при изгибе на волне
4(М + ДМ) 4(1000 + 2500)
V — —	,= 	= ZoU т.
L	50
Усилия от общего изгиба, воспринимаемые арматурой днища,
.. М + ДМ 1000 + 2500	_0А
А+н =	=	'	= 580 т.
д Н	6
Площадь арматуры, воспринимающей усилия от общего изгиба судна,
F	~ 2'580-103 — 482 слі2
/+дн1-Л От -	2400	— 482 СМ.
Принимаем расстояние между стержнями аг = 0,1 м, число прутков
Q
в каждой из двух сеток будет h =— = 100.
«і
'	F
Площадь стержня Fo = ——~ — 2,42 см2.
2п
Площадь арматуры, воспринимающей усилия местного изгиба, опреде¬
ляем исходя из условий изгиба балки-полоски между флорами.
Изгибающий момент на опоре
qa2b	4-12-1	„
Моп = —	=	= 0,333 . тм.
12	12
Площадь арматуры определяем по формулам
йЛ4і = /?цЬ X	+ Fа°т о );
(Ва — В')а = R Вх.
Принимаем fa - Fa; Л = 10 см; а' =2 см.
Тогда kM1 = F'3aT(h — a')
186

Для восприятия местных нагрузок необходимо площадь каждого стержня
увеличить на следующую величину:
F
NFa =—- = 0,17 см2.
20
Для армирования днища выбираем стержни периодического профиля
. 0 18 мм. В качестве распределительной арматуры принимаем круглую ар¬
матуру 0 10 мм.
Выбираем сечение поперечного набора.
Момент, действующий в средине среднего пролета,
.. ab2	4-116
Л1Пп = <7	=	= 2,67 тм.
Р 24	. 24
Высота и армирование флора
kM2 = Fa'r (h — а —	= F3 ■ 2400 (h — 2 — 5) = 2• 2,67-10» кгсм.
Приняв исходя из конструктивных соображений h = 400 мм, получим
2-2,67-ІО6 '	.
Fa =		= 6,7 см2.
2400-33
В качестве рабочей арматуры флора принимаем два стержня периодического
профиля 0 20 мм. Хомуты выбираем из гладкой арматуры 0 8 мм. Толщину
набора принимаем 6 = 10 см.
Высоту флора у борта и в местах примыкания к продольным переборкам
определяем исходя из следующих условий:
jy_<2k.
Ыг -7 ’
где N — срезывающая сила в сечении у опоры
N==^L = 3m.
2
Высота флора у борта и продольных переборок должна быть ие менее
, 7N 7-8000
п >	=	= 16 см.
bRs 350-10
Следовательно, при данном условии восприятия срезывающих сил устрой-»
ство вутов излишне.
Борт. Толщину плит борта выбираем исходя из условий
_ 7 V 7-280-000
b > 		—	х 10 см.
2 RSH 350 600
Армирование борта выбираем, пользуясь формулой
Та_
fnkatiz
Принимаем хх = 1200 кг/см2\ п = 4; ах = 10 см.
1200==_280-000-10
600-/-4-2
1200-4800
280 000-10
= 2,1 см2.
; /=
13*
187

Принимаем в качестве арматуры прутки периодического профиля 0 12 мм.
Шпангоутные стойки, очевидно, будут иметь ту же высоту, что и флор,—■
до нижней палубы и несколько меньшую высоту — в пределах твиндека.
Принимаем их высоту в этом районе h = 300 мм. Такого же сечения выбираем
бимсы под верхней и средней палубами. Карлингсы под палубами принимаем
такого же сечения, как и флоры, плиты верхней палубы — толщиною 90 мм,
диаметр арматуры плит верхней палубы, как и в днища, — 18 мм. Для раз¬
мещения необходимой площади арматуры палубный стрингер выполняем
толще средней части палубы и в стрингер закладываем арматуру в три ряда.
Далее принимаем толщину средней палубы и поперечных переборок —
80 мм; набор поперечных переборок выбираем таким же, как и набор борта.
Толщину продольных переборок принимаем 120 мм, выполняем их безна¬
борными.
После обсчета по конструктивному чертежу вес.корпуса получился
Рк — 873 т.
В том числе вес обшивки	,
Рсб = (2В + 2Н) Sue = (20 + 12) 10-2,65 = 420 т.
Вес набора
Ри — пЬ (В/ц	2Bh% -(- Ніі! -|~ ДЙ2) 7жб =
= 50-0,1 (10-0,3 + 20-0,2 + 6-0,3 + 6-0,2) 2,65 = 130 т.
Вес средней палубы
Рср п ж ВТа5-(жб = 10-50-0,1-0,9-2,65= 110 т.
Вес продольных переборок
Рпр п = -у 5L21«6 = 3-0,12-50-2-2,65 = 95 т.
Вес поперечных переборок (с набором)
Рп. п = п (ВН) Вприв7жб = 4.(10 X 6). 1,3-0,1 -2,65 = 82 т.
Вес корпуса получился на 100 т больше, чем был принят по модулю
Рк = </кВВЯ = 0,25-50-10,6 = 750 /п.
Для того чтобы сохранить осадку судна при прочих неизменных весах, необ¬
ходимо увеличить его длину или ширину.
Увеличиваем длину и принимаем ее равной
LPK1	50-875	„
а, =	=	= 60 М.
Рк	750
Заново распределяем нагрузку, определяем значение изгибающих моментов
и срезывающих сил и иаходнм элементы корпуса во втором приближении.
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Пример расчета общей прочности
Исходные данные]
Сечение рассчитываем на изгибающий момент от общего изгиба при по¬
ложении судна на подошве волны
М = 8100 п}
188

и на срезывающую силу V = 460 т. Усилия от местного изгиба, действующие
на 1 пог. м днищевой плиты, NM — 4 т. Схема сечения и армирование эле¬
ментов показаны на рис. ПО.
1) Расчет сечения эквивалентного бруса. В результате расчета было по¬
лучено следующее значение момента инерции J = 30 700 сл2-л!2.
Усилия от общего изгиба
в арматуре на 1 пог.
плит днища
N =	а —
8100 • 5,76-46,2 = 70,5
30 700
в скуле
y = -^-zcFa =
= .. 8100 5,86-46,2 = 41,6
30 700
Расчетное усилие в арма¬
туре на 1 пог. м плиты
tfp = N + NM =
= 70,5 Ц- 4 = 74,5 т.
Коэффициенты запаса в
связях днища определены
в табл. 12.
Проверим раскрытие тре¬
щин в днищевой плите.
р
Шаг трещиц, /т =	■ 0,8,
где Fp = b-h — расчетная пло¬
щадь бетона Fp =
= 100 X 8 = 800 сл2;
' U = ~dn — периметр арма¬
туры, U = 3,14-1,2-
• 30 = ИЗ см;
800
	= 5,7 см.
113
ГгЗО.всм?
ПО. Эквивалентный брус и сечения
/т = 0,8
Рис.
* 1 — армирование плиты днища; 2 — армирова¬
ние скулы
В эквивалентный брус включены связи, заштри¬
хованные на схеме
Величина расчетного раскрытия трещин
ат‘^т	3000-5,7	п опкі . ч
а =	=	= 0,0051 см < 0,01 см.
kEa	1,6-2,1-10®
2) Расчет сечения эквивалентного бруса на срез.
Касательные напряжения определяем по формуле
vS
Т 		t
bnpJ-
где J — приведенный момент инерции площади сечения;
. S — статический момент сечения диища относительно нейтральной оси.
189

В результате вычислений были получены следующие значения момента
инерции и статического момента:
7 = 72 310 см2м2; 8= 10 700 смгм2;
460-10 700 ,о , ,	„
т =		 = 38 кгісм2 <	= 50 кг.
18-72310	7
Необходимая площадь вертикальной и горизонтальной арматуры
crop = рвер = r//fesin245° = 38-10-100-1,6-0,5 == 1() 5 смг
1 а	-	—’
3000
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
Расчет прочности и выбор арматуры флора
Предположим, что в результате расчета шпангоутной рамы были полу¬
чены значения изгибающих моментов и продольных сил, показанные на
рис. 111.
Максимальный пролетный момент
Л4Пр = — 9,11 щм.
Максимальный опорный момент у грани опоры
Моц = 14,7 м.
Продольная сжимающая сила
И = 13,27 т.
190

Коэффициент запаса прочности принимаем в соответствии с табл. 12 рав¬
ным k = 1,7.
1) Пролетное сечение (рис. 112).
Ширину присоединенного пояска выбираем исходя из трех условий
&п = а = 100 см,
&п = 12йп + &= 12-9 +10= 118 см.
&„= — /= —426= 142 см.
3	3
Принимаем ширину присоединенного пояска
Ьп = 100 см.
Рис. 112. Пролетное сече- Рис. 113. Опорное сечение
ние флора	флора
Отстояние центра тяжести сечения от наружной кромки плиты
zc = 12,6 см.
Эксцентриситет приложения силы
М	9,11-ІО2	еоо
е =	= —		= 68,8 см.
N 13,27
Отстояние центра приложения силы от центра тяжести растянутой арматуры
е = ha — zc -J- е' = 44,2-— 12,6 + 68,8 = 100,4 см.
Уравнения равновесия (без учета сжатой арматуры)
kNe = /?и5б;
kN = RaF6 — FaaT,
где Sq — статический момент сжатой зоны бетона относительно центра тяже¬
сти растянутой арматуры.
Из первого уравнения равновесия:	ц
1,7-13,27-103-100,4 = 350-100х (44,2 — 0,5х).
Отсюда х = 1,49 см.
Из второго уравнения равновесия
1,7-13,27- ІО3 = 350-100-1,5 — Fa-3500.
Отсюда Fa — 8,58 см2.
191

Принимается арматура: стержни периодического профиля:
2 0 18 п;
2 0 16 п; ,Fa = 9,11 см2.
2) Опорное сечение (рис. 113)	|
Расчетная высота сечения
h = h —— Ьву-г = 49 -|—— • 60 = 69 см.
3	*	3
Отстояние центра тяжести сечення от наружной кромки плиты
zc = 18,3 см.
Эксцентриситет приложения силы
, М	14,7-102	...
е =	= —		=111 см.
N 13,27
Отстояние центра приложения силы от центра тяжести растянутой ар¬
матуры
е = е' + zc — а' = 111 + 18,3 — 5 = 124,30 м.
Из первого уравнения равновесия
1,7-13,27- 10s-124,3 = 350- 10х (64 — 0,5х).
Отсюда х = 14,08 см.
Из второго уравнения равновесия
1,7-13,27-Ю3 = 350-10-14,08 —Fa-2500.
Отсюда Fa — 10,7 см2.
Распределительную арматуру днищевой плиты принимаем согласно
приведенным выше требованиям в виде прутков сеток по пять в каждой сетке
(5 + 5) 0 18 на 1 пог. м; Fa = 25,45 см2.
Проверка трещиноустойчивости
Коэффициент запаса прочности
\ = 2Яе
м
Коэффициент армирования
Fa
(X =

bh0
Расстояние между трещинами
10/гп (&п ~Н ^)1
4№0 J
49,5 і
		= 3,36.
14,7
0,040.
1004
= 0,15 - 1,8
0,040
10-9-90 \ оол
. . п е. - = 28,0 см.
4-10-64 /
/т = 0,15 — Г1 +
Р .
Величина расчетного раскрытия трещин
а = ZT =	—	28,0 = 0,01 см = [а] = 0,01 см.
kF в 3,36-2,1 10»
Проверка на восприятие срезывающих сил.
Максимальная срезывающая сила у грани опоры
V = 20,4 т.
192:

Максимальная срезывающая сила у начала вута
’	V = 15 т.
Касательные напряжения у грани опоры
t = -g- =	Ѵ-- - М'4'10"-8 - 35,5	< Л=--50
bz 7 ,	10-7-64	7
Ь 8 0
Касательные напряжения у начала вута
т = — =	К	= 15'103'8 = 38,9 кг]см* <	= 50 кг]см*.
bz 7	10-7-44,2	7
Ь 8 h°
ПРИЛОЖЕНИЕ 4
Расчет прочности плит борта
Горизонтальную арматуру плиты борта ниже ледового пояса подбираем
исходя из условия восприятия арматурой напряжений от гидростатической
нагрузки и скалывающих напряжений при постановке на вершину (подошву)
волны.
Принимаем гидростатическую
нагрузку на расстоянии 0,5 м
от днища
q = 8,86 м вод. ст.
Плиту рассчитываем как балку-
полоску шириной 1 м (рис. 114).
Опорный момент-
Рис. 114. Расчетная схема плиты борта
12
.. ql*	8,86- 0,92	п_по
Л40Р—’	——  	— 0,598 тм.
12	12
Пролетный момент
,, ql2	8,86-1,О2
МПр= —— =	= 0,370 тм.
24	24
1) Пролетное сечение (рис. 115, а)
Необходимая площадь арматуры .
с- 	 ЬКи
'а

2feMnp
BRn
100-350
3500
..	2-1,7• 0,370-ІО6 1	„ .	.
11,32	—■		 I і== 2 ел2 на 1 пог. м.
100-350
2) Опорное сечение (рис. 115,-б)
Необходимая площадь арматуры
Га =	(й0_ 1 f h2-	=
Or \ V	BRn /
100-350 (tnQ -i	2-1,7-0,598- 10^	„ c ' „ ■ ,
—		 10,3— I/ 10,32		 3,5 см* на 1 пог. м.
3500 \ V	100-350	/
193

Площадь горизонтальной арматуры, необходимую для восприятия ска-'
■лывающих напряжений при положении судна на вершине волны, определяем
при перерезывающей силе <2, высоте борта Не, числе сеток п и шаге t
t _	0,5tQ
g Hq	/
Полагаем /а = 9,65 см2.
Необходимая площадь горизонтальной арматуры наружной сетки на
1 пог. м. высоты борта
Га =/а + Га оп = 9,65 + 3,5 = 13,15 см2.
Принимаем в качестве арматуры
5 0 12 п + 5 0 14 п на 1
прутки периодического профиля:
пог. м; Га = 13,36 см2.
Рис. 115. Расчетные сечения плиты борта
Необходимая площадь горизонтальной арматуры внутренней сетки на
1 пог. м высоты борта
Га = fa -|- Fa пр — 9,65 -|- 2 — 11,65 см2.
Принимаем в качестве арматуры прутки периодического профиля:
10 0 12 п на 1 пог. м; Га= 11,31 см2.
Проверка тр ещнно у стойч ивости. Трещиноустойчи¬
вость плиты борта проверяем у днища.
Расстояние между трещинами при периодической арматуре
/т = 0,802	= 0,64	= 16,2 см,
U	40,9
где Гр = 1030 см2 — расчетная площадь бетонного сечения;
U = 40,9 см — суммарный периметр арматуры на опоре.
Действительный коэффициент запаса прочности окончательно принятой
арматуры при изгибе от гидростатической нагрузки
k = 7,4.
Величина расчетного раскрытия трещин в бетоне при арматуре периоди;
ческого профиля
а = —Іт =	—	 16,2 = 0,0037 см;
kF a 7,4-2,1-Ю6
а < I a I = 0,01 см.
194

ПРИЛОЖЕНИЕ 5
Расчет прочности поперечной водонепроницаемой переборки
1) Расчет плиты поперечной переборки трюма. Плиту поперечной пере
борки рассчитываем как балку-полоску шириной 1 м, жестко защемленную
на ребрах и нагруженную равномерно распределенной нагрузкой (рис. 116).
Зададимся следующими исходными данными.
Высота борта И = 8,0 м.
Аварийный напор на верхнюю палубу на n-м шпангоуте
Д = 1,6 м вод. ст.
Интенсивность нагрузки на расстоянии 0,49 м от днища
q = 8,0-}- 1,6 — 0,49 = 9,11 тм.
а’=існ
h„-5cn
Рис. 116. Расчетная схема плиты поперечной переборки
Опорный момент
ql2	9,11-0,92	ПС1
Л40п= —— =	= 0,61 тм.
12	12
Пролетный момент
.. _	9,11-1,02
MnD—	—	— 0,38 тм.
24	24
Переборка может быть подвергнута давлению воды как с одной, так и
с другой стороны, поэтому армирование обеих сеток принимаем одинаковым.
Коэффициент запаса прочности при аварийных нагрузках k = 1,5. Для
арматуры принимаем прутки периодического профиля
10 0 10 п Fа = 7,85 смг.
Учтем сжатую арматуру
F' раст = Л — 2q'fe-^-= 7,85 — 2-1-100- — < 0.
а Р а ат	2500
Следовательно, сжатая арматура не учитывается.
Разрушающий момент
Л4р = Га’т(Ло ~	= 7,85.2500 (б - 0,5	= 0,92 тм.
\ bRB )	\	100-350 /
195

Коэффициент запаса
й = Лр =-5^L = 1,52 > |^=-1,5.
М 0,61
Проверка трещиноустойчивост н. Коэффициент арми¬
рования	'	*
р = 2k =	= 0,0157.
bh0 100-5
Расстояния между трещинами
0,2d п	1,0	.„ —
1Т = —!	=0,2-	1	=	12,75	см.
р.	0,0157
Величина раскрытия трещин
2500
0,2-
ат = -22L- /т =		12,75 = 0,01 см = | а | = 0,01 см.
kE& 1,52-2,1-10»
2) Расчет ребер поперечной водонепроницаемой переборки. Статическую
неопределимость трехпролетной балки раскрываем при помощи уравнений
трех углов поворота.
Предположим, что в результате расчета балки получена ^качения момен¬
тов
!	М2 = 2,24 тм;
М3 = 4,03 тм;
Л/4 = 6,03 тм.
Тогда армирование и прочность ребра трюма определяем в следующем по¬
рядке:
М4 з = 6,03 тм;
Л13 4 = — 4,03 тм;
Q' = 3,97 т;
<Э" = 18,6 т.
Реакции
„ Q"
О"
Яз=~ +
Максимальный
М
max
2Q^_ + Міз ±Мзі = 9 g + 2>35	0 71 = 12 66
3	е
-SL — -^43 ±-ДІ34.... = 9,3 + 1,32 — 0,71 = 9,91 т.
3	е	-
изгибающий момент при х = 1,45 м
3
6
2
2,93 тм.
Изгибающий момент на расстоянии 0,6 м от левой опоры:
9 42.0 62 Об3
М = 6,03— 12,66 0,6 + -’--z		122-= 0,1 тм.
,	2	6
Срезывающая сила при х = 0,6 м
12,66 — 9,42-0,6+ -^- = 7,18m.
2
196

9.42/м
Рис. 117. Расчетная схема ребра поперечной переборки
197

А) Пролетное сечение (рис. 117, б). Нагрузка со стороны
полки
'	Л4пр = 2,93 тм.
Принимается арматура
2 0 16 п; Fa = 4,02 сж2.
Разрушающий момент
Мо = 4,02-3500(34—0,5 4)02 3590 \ = 4 75
р	\	80-350 J
Коэффициент запаса
k =	= 1,62 > I k I = 1,5.
М 2,93
Б) Опорное сечение (рис. 117, в). Нагрузка со стороны ребра
Опорный момент
Моп = 4,03 тм.
Принимаем арматуру
2 0 16 п; Fa = 4,02 си2
2 0 10 п; Fa = 1,57 си2
Fa — 5,59 см2
Разрушающий момент
MD = 5,59-3500/32,2—0,5 5’59'350СЧ = 6,24 тм.
р	\	80-350 )
Коэффициент запаса
Мр	6,24
М	4,03
Нагрузка со стороны полки (рнс. 117, г):
Принимаем арматуру: две сетки (10 X 10) 0 8 мм на 1 пог. м.
0,8Fa = 8,08 см2.
Учет сжатой арматуры
Fa -^- — 2а'	= 8,08 —-^° — 2-0,38-10 - 3—- = 5,02 см2.
ат	ат	3500	3500
Сжатая арматура учитывается.
Разрушающий момент
(р 	 р '	\
й0 _ 0,5	J + F (ho - а) =
= (8,08 — 5,64) 2500 (зЗ— 0,5 8'08—А64. . 2500\ +
\	Ю	350 /
+ 5,64-2500(33 — 0,38) = 6,56 тм.
Расчетный коэффициент запаса прочности
М

ЛИТЕРАТУРА
Амель янович К. К.,Антипов В. А.,Лапин Е. И.,Син¬
цов Г. М., Особенности расчета прочности судовых конструкций из пред¬
варительно напряженного' железобетона и армоцемента, «Судостроение»
1964, № 12.
А мел ья нович К. К., Вербицкий В. Д., Армоцемент — су¬
достроительный материал, «Судостроение», 1964, № 12.
Александрин И. П., Строительный контроль качества бетона,.
Госстройиздат, 1955.
Алексеев И. А., Коррозия и защита арматуры в бетоне, Госстрой¬
издат, 1962.
А х в е р д о в И. Н., Высокопрочный бетон, Госстройиздат, 1961.
Бирюкович К. Л., Б и р ю к о в и ч Ю. Л., Сербин В. П.„
Стеклоцементные яхты, «Судостроение», 1964, № 12.
Батраков В. Г., Федин Е. И., Долговечность судостроительного-
бетона при действии рассолов и тузлуков, «Судостроение», 1964, № 12.
Булах Г. Д., Местные температурные напряжения в обшивке желе¬
зобетонного судна,.вызванные колебаниями температур воздуха, Труды Одес¬
ского ин-та инж. морского флота, 1957.
Вузовский В. И., Постройка железобетонных доков сборно-моно¬
литным методом, «Судостроение», 1960, № 5.
Беляев Н. М., Александрин И. П., Корсак Н. Г., С а -
талкин А. В., Прочность, упругость, ползучесть бетона, Стройиздат,
1961.
Баженов Ю. М., Высокопрочный мелкозернистый бетон для армо-
цементных конструкций, Госстройиздат, 1963.
Берг О. Я., Физические основы теории прочности бетона и железобе¬
тона, Госстройиздат, 1961.
Бут Т. С., Виноградов Б. Н., Современные методы исследова¬
ния строительных материалов, Госстройиздат, 1962.
Власов В. 3., Строительная механика тонкостенных пространствен¬
ных систем, Госстройиздат, 1949.
Власов В. 3., Общая теория оболочек, Гостехнздат, 1949.
Ваганов А. И., Керамзитобетон, Госстройиздат, 1954.
Ваганов А. И., Исследование свойств керамзитобетона, Госстрой¬
издат, 1960.
Гвоздев А. А., Расчет несущей способности конструкций по методу
предельного равновесия, Стройиздат, 1949.
Гвоздев А. А., Развитие теории железобетона в СССР, «Бетон и же¬
лезобетон», 1964, № 8.
Гершберг О. А., Технология бетонных и железобетонных изделий-
Промстройиздат, 1957.
Г л у ж г е П. И., Изыскания судостроительных бетонов, ОНТИ, 1933.
Гл у ж ге П. И., Итоги лабораторных исследований по железобетон¬
ному судостроению, ОНТИ, 1932.
Дмитриев С. А., Расчет предварительно напряженных железобе¬
тонных конструкций, Госстройиздат, 1963.
Егоров Н. М., Технология постройки железобетонных-судов, Реч¬
ной транспорт, 1961.
Кузнецов В. Е., О прочности корпусов железобетонных плавучих
доков при буксировке их морем, «Судостроение», 1964, № 12.
199'

Кудинов А. И., Приборы для технического контроля при произ¬
водстве бетонных и железобетонных работ и сборных железобетонных кон¬
струкций, Госстройиздат, 1963.
Кудрявцев А. А., О применении предварительно напряженного
железобетона в судостроении, «Судостроение», 1960, № 9.
Листопадов М. Е., Проектирование состава судостроительного
бетона методом структурных коэффициентов, Сб. научных трудов Днепропет¬
ровского инженерно-строительного института, вып. 9, 1960.
Му р аш ев В. И., Сигалов Э. Е., Байков В. Н., Железо¬
бетонные конструкции. Общий курс, Госстройиздат, 1962.
Мурашев В. И., Трещнноустойчивость, жесткость, прочность желе¬
зобетона, Машстройиздат, 1950..
Миронов В. И., Богоявленский Л. П. Постройка и испы¬
тание корпуса армоцементного карчеподъемного крана грузоподъемностью
10 т, «Судостроение», 1964, № 12.
Нерви П. Л., Строить правильно, Госстройиздат, 1957.
Пастернак П. Л. и др., Железобетонные конструкции. Специ¬
альный курс, Госстройиздат, 1961.
Прыщенко Ю. И., Кудрявцев А. А. Способ повышения во¬
донепроницаемости бетона, «Гидротехническое строительство», 1962, № 9.
Столяров Я. В., Введение в теорию железобетона, Стройиздат,
1941.
Серебренников Б. Н., Лапин Е. И., Результаты статических
испытаний опытного понтона из предварительно иапряжеиного тяжелого
железобетона, «Судостроение», 1963, № 9.
Соколов В. А., О технико-экономических показателях железобе¬
тонных стояночных судов, «Судостроение», 1962, № 12.
Сиверцев И. Н., Расчет и проектирование конструкций корпуса
■судов внутреннего плавания, Речиздат, 1952.
Сиверцев И. Н., Давыдов В. В., М а т т е с Н. В., Учебный
справочник по прочности судов внутреннего плавания, Речиздат, 1959.
Сиверцев И. Н., Железобетонное судостроение, Речной транспорт,
1959.
Синцов Г. М., Прочность железобетонных судов при действии пере¬
менных нагрузок, «Судостроение», 1964, № 12.	ч
Соколов Б. П., Трунин Н. П., Применение пластического бе¬
тона для омоноличивания стыков межсекциоиных соединений корпусных
конструкции. «Судостроение», 1964, № 12.
Соколов Б. П., Трунин Н. П., Петров Б. А., Стеклопла-.
стик — надежное средство повышения прочности железобетонных конструк-'
ций, «Судостроение», 1964, № 12.
Танхельсон Г. В.и др. Железобетонные плавучие доки, Судпром-
гиз, 1960.
Инструкция по повышению долговечности бетона в конструкциях мор¬
ских гидротехнических сооружений, НИИЖБ, Госстройиздат, 1962.
Инструкция по расчету статически неопределимых железобетонных кон¬
струкций с учетом перераспределения усилий, НИИЖБ, Госстройиздат,
1961.
Плавучий нефтеперегонный завод, построенный на понтоне из предвари¬
тельно напряженного железобетона, «Судостроение», 1964, № 12.
Правила постройки железобетонных судов, Речиой Регистр РСФСР,
1959.
Справочник по строительной механике корабля, тт. I, II и III, Судпром-
гиз, 1958—1960.
Строительные нормы и правила, ч. I, разд. В, гл. 4, Арматура для железо¬
бетонных конструкций, Госстройиздат, 1963.
Строительные нормы и правила, ч. II, разд. В, гл. I, Бетонные и железо¬
бетонные конструкции, нормы проектирования, Госстройиздат, 1962.